Bautechnik 1/2021

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98. Jahrgang Januar 2021 ISSN 0932-8351 A 1556

Bautechnik Zeitschrift für den gesamten Ingenieurbau

- Vergleich der Erdbebenkarten nach bisherigem und neuem Nationalen Anhang zum EC 8 - Vergleich von Erdbebengefährdungskarten - Zum Einsatz von ZFSV im Fernwärmeleitungsbau - Die thermisch aktivierte Gebäudehülle als Teil einer Prozesskette - Festkörperschwingungsdämpfer für Ingenieurkonstruktionen - Parametererregter Festkörperschwingungsdämpfer - Prognose des Verbrauchs grauer Energie von Gebäuden

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Konrad Bergmeister

Holistisches ChancenRisiken-Management von Großprojekten Unbekanntes erkennen und handeln

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Risiken und Chancen bei Großprojekten systematisch erkennen und handeln Konrad Bergmeister

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Inhalt Bautechnik 1/21 Zum Titelbild: Das Bild zeigt die „Rock and Roll Hall of Fame“ und das dazugehörige Museum in Cleveland, United States.

Foto: Lance Anderson/Unsplash

AUFSÄTZE

Gottfried Grünthal, Christian Bosse 1 Unterschiede, Beziehungen und Gemeinsamkeiten der ­Erdbebenkarten nach bisherigem und neuem Nationalen ­Anhang zum Eurocode 8

Gottfried Grünthal 17 Vergleich der neuen Erdbebengefährdungskarten der Schweiz, Deutschlands, Österreichs und Frankreichs für die Nationalen Anhänge zum Eurocode 8

Ingo Weidlich 21 Zum Einsatz von ZFSV im Fernwärmeleitungsbau

Andreas Maier, Martin Hochrein, Jens Schneider, Anett-Maud Joppien, Martin Beck 29 Energieeffizienz weitergedacht: die thermisch aktivierte ­Gebäudehülle als Teil einer Prozesskette

Michael Reiterer, Joachim Muik 42 Experimentelle Untersuchung eines passiven Festkörper­ schwingungsdämpfers für Ingenieurkonstruktionen

Michael Reiterer 52 Parametererregter Festkörperschwingungsdämpfer für biaxial angeregte Ingenieurkonstruktionen

Josef Zimmermann, Maximilian Reiser 63 Prognose des Verbrauchs grauer Energie über die Lebensdauer von Gebäuden

98. Jahrgang Januar 2021, Heft 1 ISSN 0932-8351 (print) ISSN 1437-0999 (online)

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78 VERANSTALTUNGSKALENDER

BAUTECHNIK aktuell

Produkte & Objekte A4 Deckensysteme A12 Industrieböden

Peer-reviewed journal Die Bautechnik ist im Journal Citation Report von Clarivate Analytics (vormals Thomson Reuters) sowie bei Scopus von Elsevier gelistet.

Impact Factor 2019: 0,282 CiteScore 2019: 0,7

http://wileyonlinelibrary.com/journal/bate

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Entscheidung für Sicherheit und Ergonomie: SKYMAX Deckenschalung Bonn – Erhöhte Anforderungen an den Arbeitsschutz und an die Wirtschaftlichkeit auf Baustellen verlangen einfache Werkzeuge und Systeme mit möglichst wenigen, leichten Bauteilen. Da die Montagelogik der neuen SKYMAX Deckenschalung den Arbeitsschutz praktisch integriert hat, kann einfach, sicher und effizient ein- und ausgeschalt werden. Dies überzeugt beim Neubau genauso wie beim Bauen im Bestand.

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Mithilfe des Absenkkopfs lassen sich die SKYMAX Paneele bereits nach kurzer Zeit ausschalen und anschließend zusammen mit den Köpfen direkt für den nächsten Abschnitt verwenden.

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Aufgrund des geringen Gewichts und des ergonomischen Handlings genügen zwei Personen für die Montage und Demontage der SKYMAX.

SKYMAX beschleunigt die Abläufe auf der Baustelle: Große und dennoch leichte Alu-Paneele sowie die Verwendung des Absenkkopfs sorgen für ressourcenschonendes und schnelles Ein- und Ausschalen.

Die Kratz Bauunternehmung GmbH in Bonn verwendet seit Kurzem die neue SKYMAX Großpaneel-Deckenschalung von PERI. Nach dem erfolgreichen Ersteinsatz, dem Bau eines Mehrfamilienhauses in Köln, werden derzeit die Stahlbeton­ decken von 5 Reihenhäusern im Bonner Stadtteil Auerberg geschalt. Der Rohbau der hochwertig ausgestatteten Miet­objekte der MIWO Gesellschaft mbH & Co. KG wurde bis November 2020 fertiggestellt.

Ortbeton- und Mauerwerksbauweise Das Kratz-Baustellenteam schalt mit 80 m2 Vorhaltemenge der SKYMAX jeweils 2 Deckenflächen auf Lücke, insgesamt 5 Einheiten mit jeweils 3 Geschossdecken. Nach etwa 1,5 Wochen wird ausgeschalt und zum nächsten Hausgrundriss bzw. ins

nächste Geschoss umgesetzt. Nur die 20 cm starken Geschossdecken und die Fundamente entstehen in Ortbetonbauweise, die Wände werden mit Porenbeton- und Kalksandsteinen erstellt. Das Abschalen der Fundamente bzw. Bodenplatte erfolgte mit der PERI DOMINO Rahmenschalung.

Ein cleverer Kopf für die Baustelle

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Die durchdachte Geometrie von Köpfen und Paneelen ermöglicht eine flexible, simple und zeitsparende Anwendung.

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Die kürzlich eingeführte SKYMAX Großpaneel-Deckenschalung kombiniert Sicherheit und Wirtschaftlichkeit in nur einem System – und bietet damit Vorteile für Bauleiter und Bauarbeiter gleichermaßen. SKYMAX wird ergonomisch und sicher von unten ein- und wieder ausgeschalt. Reduziert auf nur vier Kernbauteile, erlaubt das System das schnelle Verstehen schon von Anfang an, verringert den Suchaufwand auf der Baustelle nach fehlenden Bauteilen und erleichtert die Handhabung. Die ­SKYMAX sorgt durch ihr gesamtheitliches integriertes Sicherheitskonzept für geringen Planungs- und Einweisungsaufwand und trägt so zu einer geringen Fehler- und Unfallanfälligkeit bei.

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(Fotos: PERI Deutschland)

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Mit dem Absenkkopf können die Paneele an jeder beliebigen Stelle unterstützt werden. Auch ein Richtungswechsel der Paneele ist damit möglich.

Die großen, aber dennoch leichten SKYMAX Paneele erlauben ressourcenschonendes und schnelles Schalen. Dank ihres geringen Gewichts erlauben sie kraft- und zeitsparendes Arbeiten. So wiegt keines der Schalungselemente mehr als 32 kg. Da nur zwei Personen für das Ein- und Ausschalen benötigt werden, ist der Personalaufwand zudem gering. Als Unterstützung dienen wahlweise der Stütz- oder der Absenkkopf. Beide können in allen Richtungen, auch in den Randbereichen, flexibel eingesetzt werden. Dank der durchdachten Anschlüsse ist es möglich, die Paneele mit den Köpfen an jeder beliebigen Stelle zu unterstützen. Die Verwendung des Absenkkopfs ermöglicht früheres Ausschalen. Hierbei können jeweils zwei SKYMAX Paneele zusammen mit den Absenkköpfen direkt für den nächsten Abschnitt verwendet werden. Dies reduziert die benötigte Schalungsvorhaltung und spart Kosten.

Familienunternehmen mit hohem Praxisbezug Die 1926 gegründete Kratz Bauunternehmung GmbH in Bonn ist als Familienbetrieb mit insgesamt 38 Mitarbeitern breit aufgestellt. Die Kompetenzen reichen von der Bauwerkssanierung über den Industriebau bis hin zur Erstellung von Neubauten im

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Einfache Systemlösung auch am Deckenrand: Für größere Pass­ bereiche lassen sich zwei Ausgleichsträger miteinander koppeln.

Hoch- und Wohnungsbau. Zur professionellen und zuverlässigen Abwicklung der unterschiedlichen Bau- und Umbauprojekte hat sich Kratz ein Team aus engagierten Mitarbeitern und Projektverantwortlichen aufgebaut, die einen hohen Praxisbezug und langjährige Erfahrung aufweisen.

Das ganze Team ist auch bei den Investitionsentscheidungen für Schalungssysteme eng eingebunden. Zum Schalen von Wänden wurde 2016 von der langjährig eingesetzten PERI TRIO auf die MAXIMO Rahmenschalung umgestellt. Zuvor wurde bereits 2013 die DOMINO Rahmenschalung als Ergänzung für die Arbeiten im Bestand und als Fundamentschalung angeschafft.

Als Deckenschalung wird seit Kurzem nun die neue SKYMAX Großpaneel-Schalung verwendet. Die Entscheidung wurde gemeinschaftlich beim Besuch der bauma 2019 in München getroffen. Wesentliche Kriterien waren – neben der sicheren und ergonomischen Arbeitsweise – der geringe Stützenbedarf, die Anzahl der Bauteile und das geringe Gesamtgewicht. Nun kommt die SKYMAX für diverse Neubauvorhaben und zum Bauen im Bestand zum Einsatz. Und alle Mitarbeiter sind schon ganz heiß darauf, endlich selbst damit arbeiten zu dürfen. www.peri.de

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PANDION THE SHELF mit ULMA Schalungslösungen umgesetzt Berlin – Berlin boomt bekanntlich. Alle 20 Stunden wird hier ein StartUp gegründet. Um zusätzlichen Raum zum kreativen Arbeiten zu schaffen, entsteht derzeit mitten im Berliner Stadtteil Friedrichshain-Kreuzberg das sechsgeschossige Gebäudeensemble ­„PANDION THE SHELF“. Für die bautechnische Umsetzung dieser Neuinterpretation der traditionellen Berliner Gewerbehöfe vertraute die mit der Erstellung des Rohbaus beauftragte Adolf Lupp GmbH + Co KG, Niederlassung Berlin, auf Systemlösungen aus dem Schalungsbaukasten der ULMA Construction GmbH, Rödermark.

Ein von den Schalungsprofis der ULMA-Niederlassungen Berlin und Neuss entwickelter Sondervorschlag für eine schnelle und effiziente Realisierung der Außenwände des UG mit Hilfe einer Stahlblechsonderschalung machte hier den entscheidenden Unterschied.

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Für die bautechnische Umsetzung dieser Neuinterpretation der traditionellen Berliner Gewerbehöfe vertraute die mit der Erstellung des Rohbaus beauftragte Adolf Lupp GmbH + Co KG, Niederlassung Berlin, auf Systemlösungen aus dem Schalungsbaukasten der ULMA Construction GmbH.

Futuristisch, multifunktional Weil die ungewöhnliche Fassade des an der Westseite der Prinzenstraße, Ecke Ritterstraße, entstehenden Gebäudekomplexes an ein überdimensionales Regal erinnert, taufte die auftraggebende PANDION AG das Projekt „PANDION THE SHELF“.

Unter diesem Label entsteht in Kreuzberg auf einem ca.

40.000 m2 großen Grundstück ein futuristisches, multifunktional nutzbares Bürogebäude, dessen gläserne Hülle durch ein vorgesetztes, 40 cm tiefes Fassadenelement strukturiert wird, das die Fronten signifikant gliedert und dem modernen Bauwerk seine charakteristische Regaloptik verleiht. Die Anfang April 2019 begonnenen Rohbauarbeiten konnten im März 2020 – einen Monat früher als geplant – erfolgreich abgeschlossen werden. Die komplette Fertigstellung des Gebäudes ist für 2021 vorgesehen.

Mit Sondervorschlag von Grund auf effizient Um die Baugrube sicher und fachgerecht abzufangen, setzte die ARGE Tiefbau auf eine aufwändige Stahlbauaussteifung. Die hierfür eingesetzten Stahlstützen wurden nach Fertigstellung der ca. 75 bis 120 cm starken Bodenplatte wieder zurück gebaut und das UG des Gebäudes als Weiße Wanne ausgeführt. „Für

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Ein neues Stadtregal für Berlin: Derzeit entsteht im Berliner Stadtteil Friedrichshain-Kreuzberg ein sechsgeschossiges Bürogebäude.

Weil die ungewöhnliche Fassade an ein überdimensionales Regal erinnert, taufte die auftraggebende PANDION AG das Projekt ­„PANDION THE SHELF“.

eine schnelle und effiziente Erstellung der Außenwände des UG ist die ULMA Construction GmbH mit einem sehr interessanten Sondervorschlag an uns herangetreten“, erläutert Dipl.-Ing. (FH) Nils Witschonke, der bei der Adolf Lupp GmbH + Co KG für das Projekt „PANDION THE SHELF“ verantwortliche Oberbauleiter. „Der Einsatz einer Stahlblechsonderschalung als Vorstellschalung hat uns die normalerweise bei beengten Platzverhältnissen erforderliche zeit- und materialaufwändige Auf­ fütterung zwischen dem Verbau und der Außenkante der ­Außenwand erspart“. Wenn – wie bei dem aktuellen Bauprojekt in Berlin – zwischen der Baugrube und der Außenkante der Wand nur ein Arbeitsraum von ca. 10 bis 20 cm zur Verfügung steht, ist es nicht möglich, ein normales Außenschalungssystem zu platzieren. „In einem solchen Fall erfolgt klassischer Weise zwischen dem Verbau und der Außenkante der Wand eine Auffütterung mit Kanthölzern und Platten“, erklärt der bei der ULMA Construction GmbH zuständige Projektleiter Bernd Heppe. „Die Wand muss einhäuptig geschalt werden, was dann die Platzierung schwerer Abstützblöcke erfordert. Das ist sehr zeit- und damit vor allem auch kostenintensiv.“

Ein V fürs Fachwerk Eine bautechnische Besonderheit ergab sich an der der Prinzenstraße zugewandten Seite des Bürokomplexes. Hier befindet sich die zweigeschossige Durchfahrt zum Innenhof des Gebäudes, deren Lasten während der Bauphase mit dem ULMA-Traggerüst T-60 abgefangen wurden. Für eine statisch sichere Konstruktion der gesamten Gebäudeseite wurden vom 2. bis zum 5. OG Beton-V-Stützen hergestellt, die mit Fertigstellung des Tragwerks ein Betonfachwerk ausbilden. „Die Decken über der ca. 7 m hohen Durchfahrt hängen komplett an den Obergeschossen“ erläutert Witschonke ein relevantes statisches Detail von „PANDION THE SHELF“. „Für eine sichere Herstellung der V-Stützen im Bereich des EG sowie im 1. OG wurden diese mit Betonhilfsstützen und sogenannten Kapselpressen temporär unterstützt, um die Lasten während der Bauphase sicher abzutragen. Erst nach Aushärtung der letzten Decke können die Betonhilfsstützen mit Hilfe der Pressen entlastet und abgebrochen werden“, so Witschonke weiter.

Hier kam mit Einsatz der Kapselpressen ein nicht ganz alltägli-

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(Fotos: 1 PANDION AG; 2 u. 3 ULMA Construction GmbH/Nils Koenning)

Construction GmbH ein, eine versierte Schalungslösung für alle vertikalen Bauteile im Hoch- und Ingenieurbau. Die Decken wurden mit MK-Deckentischen aus dem ULMASystembau­k asten schnell und effizient geschalt. Für ein sicheres Arbeiten an den Rändern sorgte die Systemvariante des MK-Deckenrandtisches mit Unterzugbühne. „Die integrierte Unterzugbühne und das direkt am Tisch angebrachte Geländer gewährleisten ein Höchstmaß an Sicherheit für die Arbeit am Deckenrand“, erklärt Burkhard Baars, Gebietsleiter Berlin, ULMA Construction GmbH, den Zugewinn an Arbeitssicherheit. Aber auch wirtschaftlich rechnet sich der Einsatz der von ULMA in Rödermark individuell für den Einsatz bei „PANDION THE SHELF“ vorkonfektionierten Deckenrandlösungen. „Der kosten- und zeitaufwändige Einsatz eines zusätzlichen Fassadengerüsts kann komplett entfallen“, benennt Baars einen wesentlichen Vorteil der Systemvariante.

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MatCon schafft Transparenz

Für eine sichere Herstellung der V-Stützen wurden diese im Bereich des EG sowie im 1. OG mit Betonhilfsstützen und sogenannten ­Kapselpressen temporär unterstützt, um die Lasten während der Bauphase abzutragen.

ches Verfahren zum Einsatz, das schon beim Bau der alten Pyramiden angewendet wurde: Durch das Ablassen des in den Kapselpressen befind­lichen Sandes werden die Betonhilfsstützen sehr langsam und gleichmäßig sukzessive entlastet. „Das Fachwerk wird somit langsam aktiviert und entwickelt gleichmäßig seine Tragfähigkeit“, erläutert Witschonke den ausgeklügelten Funktions­mechanismus. „Durch ein zu ruckhaftes, schnelleres Vorgehen wäre die Gefahr einer Rissbildung zu groß.“

Sicher und ökonomisch Für die Erstellung der Wände setzte die Adolf Lupp GmbH + Co KG. das Rahmenschalungssystem ORMA der ULMA

Für ein exaktes Controlling von „PANDION THE SHELF“ vertraute Lupp auf das neue onlinebasierte Controllingtool MatCon, welches eingebettet ist in das bereits bewährte Kundenportal „MyULMA“. Mit Einsatz von MatCon war es möglich, den Schalungsbedarf der Baustelle von Beginn an systemweise zu planen und die monatliche Bestandsentwicklung über die Bauzeit stets exakt im Blick zu haben. In Absprache mit der ULMA-Projektleitung wurden alle relevanten Schalungsdaten in Teamarbeit in das System eingepflegt.

Alle aktuellen Änderungen des Schalungsgeschehens konnten dabei kontinuierlich elektronisch erfasst werden, so dass zu jedem Zeitpunkt sämt­liche relevanten Daten bei MatCon hinterlegt und von hier aus ausgelesen werden konnten. Das bedeutet eine Kontrolle in Echtzeit für die Bauleitung. Dies ermöglicht ein sehr hohes Maß an Transparenz bezüglich der Mengen- und Kostenentwicklung, so dass es gegebenenfalls möglich gewesen wäre, konkrete Maßnahmen zur Budgeteinhaltung zu planen und umzusetzen. „Dies ist ein weiterer Baustein für eine sehr vertrauensvolle Zusammenarbeit, die wir mit der ULMA-Projektleitung bereits bei allen schalungstechnischen Details pflegen“, so Witschonkes Resümee. www.ulmaconstruction.de

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Wassergeführte Lehm-Kühldecke: Natürliche, stille Hochleistungs-Kühlung ohne Taupunktprobleme Göttingen – Wassergeführte Deckenkühlungen, wie sie ArgillaTherm im Portfolio hat, sind im Vergleich zu luftgeführten Klima­ anlagen wesentlich effektiver und energieeffizienter, da ein Liter Wasser die gleiche Energiemenge wie 3.300 Liter Luft transportieren kann. Es entstehen weder Zugluft noch Geräusche („stille Kühlung“). Keimbefall und Virentransport (Aerosol-Partikel) sind aus­ geschlossen. Deshalb sind sie auch optimal für Allergiker und ­Asthmatiker geeignet.

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Bild 1 Wassergeführte Lehm-Kühldecke vor der Oberflächenbeschichtung.

Mit dem modularen und offenen Verlegesystem können über 90 ­Prozent der Deckenfläche genutzt werden.

Bild 5 Reaktionsschnell: Die Kühlrohre liegen oberflächennah im Abschlussmaterial ein­ gebettet und dem Raum zugewandt.

Bild 2 Die Oberflächenbeschichtung von fünf Millimetern Stärke erfolgt mit einem leicht zu verarbeitenden Naturkalk-Putzsystem.

Problematisch ist bei Kühldecken in der Regel der Raumluftfeuchtigkeitsgehalt, der sich je Grad Temperaturabsenkung um zirka sechs Prozent vom Ausgangswert erhöht. Um dies zu vermeiden, muss die Raumluft zusätzlich mechanisch entfeuchtet werden.

Konstante Raumluftfeuchte durch Hochleistungs-Lehmmodule Beim Lehmklima-Kühlsystem von ArgillaTherm wird dagegen die Raumluftfeuchte durch den Einsatz von Hochleistungs-­

Lehmmodulen konstant gehalten. Steigt dieser Wert über 50 %, wird das natürliche „Aufsaugverhalten“ der Tonminerale in den Modulen aktiviert und bei abfallender Raumluftfeuchte die aufgesaugte Feuchtigkeit wieder abgegeben. Zur Vermeidung des Feuchteanstiegs beim Kühlen müssen der Raumluft je drei Grad Celsius Absenkung nur 2 g/m3 Wasserdampf entzogen werden. Gleichzeitig wird so der Taupunkt automatisch mit abgesenkt. Die Lehmmodule mit mindestens 35 % Anteil an dreischichtigen Tonmineralien können über 500 g/m2 Wasserdampf verarbeiten. Dies wurde von der MFPA (Materialforschungs- und -prüfanstalt) an der Bauhausuniversität Weimar geprüft und zertifiziert.

Das System eignet sich zur Deckenkühlung in Gebäuden mit und ohne mechanische Luftentfeuchtung. Es kühlt auf angenehme und natürliche Weise durch entstehende Verdunstungskälte bei der Desorption. Bei der Abgabe von nur 100 g Wasser entstehen zusätzlich 62,5 Wh/m2 Verdunstungskälte. Die Feuchtigkeitsregulierung verhindert Schimmelbildung im Raum. Die Hochleistungs-Lehmmodule können in hohem Maße Schad­ stoffe und Gerüche aus der Raumluft absorbieren. Bei der nahezu CO2-neutralen Herstellung der Lehmmodule werden keine Gittergewebe verwendet, weshalb sie zu 100 % in die Natur rückführbar sind.

Einfache Verlegung Bild 3

Verlegung der Rohre in die eingeprägte Rillenstruktur, frei von ­Kupplungen oder Verbindungen.

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Die Verlegung der Rohre erfolgt einfach in die eingeprägte ­Rillenstruktur ohne Kupplungen oder Verbindungen. Das mo

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(Fotos: ArgillaTherm)

dulare und offene Verlegesystem ermöglicht Belegungsquoten von über 90 Prozent. Das System ist reaktionsschnell und gut regelbar, da die Kühlrohre oberflächennah im Abschlussmate­ rial eingebettet und dem Raum zugewandt liegen. Die Ober­ flächenbeschichtung von fünf Millimetern Stärke erfolgt mit einem leicht zu verarbeitenden Naturkalk-Putzsystem. Anders als bei Gipskartondecken besteht im Heizbetrieb keine Gefahr von Rissbildungen.

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Das Lehmklima-Kühlsystem kommt bereits in zahlreichen Gebäuden zum Einsatz, zum Beispiel im Finanzministerium Dresden.

Unterhaltskosten für Wartungen und Prüfungen entfallen komplett. Alle Leistungswerte sind nach europäischen Normen geprüft und zertifiziert. ArgillaTherm gibt auf sein LehmklimaKühlsystem eine Herstellergarantie von 20 Jahren. www.argillatherm.de

Cradle to Cradle-Zertifizierung für Plafotherm Heiz- und Kühldecken

Die abgehängten Plafotherm Deckensysteme bestehen aus werkseitig vorgefertigten Modulen, zusammengesetzt aus pulverbeschichteten Metalldeckenplatten und ggf. Akustikeinlagen sowie Unterkonstruktion und integrierter Heiz-/Kühltechnik auf der Rückseite der Deckenplatten. Diese werden von kaltem bzw. warmem Wasser durchströmt und kommen so ohne Kältemittel aus. Die Plafotherm Metalldeckenplatten stellt Lindner in Deutschland am Hauptsitz im niederbayerischen Arnstorf her. Dort erhalten sie auch ihre Pulverschichtung – und zwar in einem geschlossenen Wasserkreislauf. So konnte in der Kategorie „Water Stewardship“ u. a. sogar der Cradle to Cradle-Platin-Status erreicht werden. Die Deckensysteme verfügen außerdem über einen hohen Recyclinganteil.

Äußerst emissionsarm Die Materialkomponenten von Plafotherm sind äußerst emis­ sionsarm: Die Materialgesundheit, also die Herkunft, Zusammensetzung und Auswirkung der verwendeten Materialien bildet eine der fünf Kategorien im Prüfkatalog von Cradle to Cradle. Die für die Produkte eingesetzten Roh- und Inhaltsstoffe werden zunächst im „Material Health“-Zertifikat genau unter die Lupe genommen. Geprüft werden sie im Hinblick auf mög­ liche Schadstoffe, die sich während Produktion, Montage sowie in der späteren Nutzung negativ auf den Menschen auswirken könnten. Eine ähnliche Philosophie legt auch Lindner der Entwicklung, Produktion und dem Einsatz seiner Produktsysteme zugrunde.

(Foto: Lindner-Group)

Arnstorf – „Produkte, die keinen Abfall hinterlassen und somit in einem geschlossenen Kreislauf bleiben“; dieser Ansatz steht hinter dem Designkonzept Cradle to Cradle. Nach mehreren erfolgreichen Produktprüfungen für Lindner Boden-, Wand- und Deckensysteme, wurde nun auch die Heiz- und Kühldecken-Systemreihe Plafotherm Cradle to Cradle-zertifiziert und in die Kategorie „Silber“ eingestuft.

Die abgehängten Plafotherm Deckensysteme bestehen aus werkseitig vorgefertigten Modulen, zusammengesetzt aus pulverbeschichteten Metalldeckenplatten und ggf. Akustikeinlagen sowie Unterkonstruktion und integrierter Heiz-/Kühltechnik auf der Rückseite der Deckenplatten. Die Materialkom­ ponenten von Plafotherm sind äußerst emissionsarm.

Deckensysteme sind dabei nicht nur energieeffizient und wartungsarm, sondern können auch zum Schallschutz beitragen.

Dank einer Vielzahl unterschiedlicher Oberflächenveredelungen und Designmöglichkeiten passt sich das Deckensystem individueller Raumgestaltung und Wünschen von Architekten, Kunden und Nutzern an. www.lindner-group.com

Abgesehen von den guten Materialeigenschaften sorgen Plafotherm Heiz- und Kühldecken für ein behagliches und gesünderes Klima mit einer guten Wärmeübertragung – bei Bedarf auch mit angenehmer Zuluftverteilung als Lüftung kombinierbar. Die

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Nachhaltig Bauen – Stein für Stein: Klimaschutz im Bauwesen durch CO2-Reduktion Die Bundesregierung verfolgt das ehrgeizige Ziel bis zum Jahr 2050 einen klimaneutralen Gebäudebestand in Deutschland zu erreichen.

Dies ist aus jetziger Sicht nur möglich, wenn sowohl die Sanierungsquote der Altbestände massiv gesteigert wird, als auch bei Neubauten weiterhin auf Energieeffizienz und CO2-Einsparung geachtet wird. Die Standards, die dafür geschaffen wurden, wie BNB (Bewertungssystem Nachhaltiges Bauen), das Zertifizierungssystem der DGNB (Deutsche Gesellschaft für Nachhaltiges Bauen e.V.) oder der Effizienhaus Plus Standard des BMI (Bundesministerium des Inneren) setzen bereits früh im Lebenszyklus der neuen Gebäude an.

Nicht nur der energieeffiziente Betrieb nach Fertigstellung eines Bauwerks, sondern auch CO2-Einsparungen bereits während der Bauphase und der Einsatz ökologischer Baustoffe finden in die Bewertungssysteme Eingang. Bei den Baustoffen fällt vor allem die Zementproduktion ins Gewicht, die allein in Deutschland für annähernd 16 Mio. t des CO2-Ausstoßes von insgesamt 798 Mio. t pro Jahr verantwortlich ist.

Aktuell werden Verfahren gesucht, um den Treibhausgas-Ausstoß bei der Produktion zu reduzieren. Aber auch die Verringerung der im Bauwesen genutzten Betonmenge, sei es durch den Einsatz von Alternativen wie Carbon- und Recyclingbeton oder die Verwendung von Hohlkörpern als Betonersatz in statisch nicht relevanten Bereichen von Stahlbetondecken, stellt eine Einsparmöglichkeit dar. Die Heinze Cobiax Deutschland GmbH startet derzeit unter dem Titel „Save the climate: Now“ eine Aktion zugunsten ressourcenschonender und CO2-optimierter Bau-Technologie.

Bei Diskussionen um die Nachhaltigkeit von Gebäuden, insbesondere im Hinblick auf Neubauten, wird vor allem immer Zement als Negativfaktor genannt. Die weltweite Gesamtproduktion von Zement liegt bei etwa 4 Mrd. t pro Jahr. Dabei entstehen ca. 2,8 Mrd. t CO2 jährlich, was 8 % der globalen Treibhausgasemissionen entspricht. Diese Werte schlagen sich selbstverständlich auch in der CO2-Bilanz eines Gebäudes nieder, so dass es verschiedene Ansätze gibt, die Verwendung von Zement zu reduzieren oder auch völlig zu umgehen, um auf diese Weise die Ökobilanz eines neuen Bauwerks zu verbessern.

Bereits vor über 20 Jahren hat Heinze Cobiax mit seinen ­Hohlkörperelementen eine Lösung entwickelt, mit der sich im Bauwesen effektiv Beton und somit auch CO2 einsparen lässt.

Seitdem hat der Hersteller sein Produkt fortwährend weiterentwickelt, sowohl im Hinblick auf das Einsparungspotential, als auch auf das Handling und die Kompatibilität mit Ersatzbaustoffen wie Recycling- oder Carbonbeton.

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Nach Berechnungen von Cobiax kommen pro Jahr in Deutschland im Hochbau etwa 50 Mio. m3 Beton zum Einsatz.

umweltbelastenden Schadstoffen eingespart, angefangen von der Zementherstellung bis hin zu wegfallenden Anlieferungsfahrten an die Baustelle, da weniger Beton benötigt wird. ­Cobiax achtete schon in der Entwicklung seiner Hohlkörperelemente auf ein umfassendes Nachhaltigkeitskonzept. So erfolgt beispielsweise die Produktion zu 100 % aus Recycling-Kunststoff, wodurch eine hervorragende Ökobilanz erreicht wird. Des Weiteren werden die Hohlkörper als Halbschalen gefertigt, die erst auf der Baustelle zusammengesetzt werden, so dass eine große Menge mit einer Lieferung transportiert werden kann.

Die Nachhaltigkeit der Cobiax-Elemente wurde im Rahmen einer Lebenszyklus-Analyse festgestellt. Darüber hinaus wurde das Produkt gemäß ISO 14025 für Umweltzeichen, der ISO 21930 für EPD von Bauprodukten und der EN 15804 über Produktkategorieregeln (PCR) für Bauprodukt-EPD geprüft und verfügt daher über eine Umwelt-Produktdeklaration. Neben dem Einsparpotential in Sachen CO2 und Baustoffen kommt dabei auch noch die Gewichtsreduktion zum Tragen. Durch die verringerte Menge an Beton und Bewehrungsstahl in den Geschossdecken sinken auch die statischen Anforderungen an die gesamte Tragstruktur eines Gebäudes, woraus sich weitere Materialeinsparungen ergeben, die von Fall zu Fall variieren. In Summe wirken sich diese Eigenschaften und Effekte positiv auf

Produktentwicklung mit Blick auf Nachhaltigkeit Das Ziel von Cobiax war es, ein Produkt auf den Markt zu bringen, mit dem die Beton- und Bewehrungsstahlmenge, die für den Bau eines Gebäudes aufgewendet werden müssen, massiv reduziert werden können. Mit der Erfindung der Hohlkörperelemente und der fortwährenden Weiterentwicklung der Produkte konnten signifikante Einsparergebnisse erzielt werden. Pro Geschossdecke können in einem Gebäude bei der Verwendung der Technologie von Heinze Cobiax bis zu 35 % Beton und 20 % Bewehrungsstahl eingespart werden. Durchschnittlich werden durch die Verwendung der Hohlkörper ca. 20 % an

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Die Bundesregierung verfolgt das ehrgeizige Ziel bis zum Jahr 2050 einen klimaneutralen Gebäudebestand in Deutschland zu erreichen.

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(Fotos: 1 u. 2 pixabay, 3 u. 4 Heinze Cobiax Deutschland)

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Bild 3 + 4 Bisher wurden weltweit bereits mehr als 14 Mio. m2 Cobiax-Hohlkörperdecken realisiert. Das entspricht einer Betoneinsparung von 2 Mio. t und einer CO2-Reduktion von 180.000 t.

die Einhaltung der Anforderungen von BNB, DGNB und des Effizienhaus Plus Standards aus.

Weitere Ansätze zur Reduzierung des CO2-Ausstoßes im Baubereich Neben dem Ansatz, die Betonmenge an statisch unbedenklichen Gebäudeteilen durch Hohlkörper zu ersetzen, gibt es weitere Ideen, um den Ausstoß von Treibhausgas in Zusammenhang mit der Bauindustrie zu verringern. Angefangen bei der Herstellung des Zements, wo beispielsweise der für die Herstellung notwendige Kalkstein durch Alternativstoffe ersetzt werden soll, bis hin zur Umwandlung des Kalksteins durch Elektrolyse zu Löschkalk. Dabei kann das entstehende hochkonzentrierte CO2 aufgefangen werden und entweicht nicht in die Atmosphäre.

Andere Ideen zielen auf den Beton selbst ab. Bereits seit etwa 20 Jahren ist so genannter Recyclingbeton am Markt verfügbar.

Dabei wird der im Beton verwendete Kies durch Betongranulat oder Mischabbruchgranulat aus Altbeton ersetzt. Gemäß europäischer Norm EN 206-1 müssen mindestens 25 % der Gesteinskörnung durch das recycelte Material ersetzt werden, um als Recyclingbeton zu gelten. Recyclingbeton kann ohne negative Auswirkungen auf die Baustatik mit Cobiax-Hohlkörpern gemeinsam verwendet werden. Dadurch ergibt sich in Sachen CO2-Reduktion und nachhaltiges Bauen sogar ein Multiplikatoreffekt. Bei Cobiax hat man allerdings festgestellt, dass bisher keine echte Marktdurchdringung durch den Recyclingbeton stattgefunden hat.

Unter der Bezeichnung Carbonbeton drängt seit einigen Jahren ein Produkt auf den Markt, das auf den Ersatz der Stahlbewehrung durch Carbonfasern setzt. Da Carbon nicht korrodiert, kann die Betonmenge entsprechend reduziert werden, da kein zusätzliches Material als Schutzschicht für die Bewehrung notwendig ist. Von der Carbonbewehrung versprechen sich Experten neben einer Gewichtsreduktion außerdem eine bis zu fünf Mal größere Festigkeit im Vergleich zu herkömmlichen Bauten mit Stahlbewehrung. Bisher sind ein Großteil der bereits realisierten Praxisprojekte in den Bereichen Fassadenbau, Verkleidungen und Wandkonstruktionen angesiedelt. Des Weiteren wurde im Oktober 2015 eine Brücke in Albstadt-Ebingen in Carbonbeton ausgeführt. In Dresden entsteht bis Ende 2020 ein

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220 m2 großer Experimentalbau, mit dessen Hilfe die Eignung des neuen Baustoffs für den Gebäudebau erforscht werden soll. „Sobald wir über verlässliche Informationen zum Langzeitverhalten von carbonfaserverstärktem Beton im Hochbau verfügen, können wir auch über eine kombinierte Verwendung mit unseren Hohlkörpern nachdenken. Dabei sehe ich einen sehr hohen Multiplikator in Sachen Nachhaltigkeit und CO2-Reduktion“, erklärt Volkmar Wanninger, Geschäftsführer der Heinze Cobiax Deutschland GmbH.

Cobiax für nachhaltiges Bauen und Klimaschutz Die Ideen in Sachen CO2-Reduktion und nachhaltiges Bauen sind vielfältig, aber zum Großteil noch nicht zur Marktreife gelangt oder konnten sich bisher nicht durchsetzen. Nach den Berechnungen des Herstellers werden in Deutschland pro Jahr im Hochbau etwa 50 Mio. m3 Beton benötigt, davon kommen bis zu 20 Mio. m3, also 35 % bis 40 %, bei der Ausführung der Geschossdecken in Stahlbetonbauweise zum Einsatz. Das entspricht 48 Mio. t. Durch die Verwendung der Heinze CobiaxHohlkörper, könnten hier bis zu 35 % der Betonmenge eingespart werden, was einem Volumen von 7 Mio. m3 oder 17 Mio. t entspricht. Daraus ergibt sich allein im Herstellungsprozess des dafür benötigten Zements eine mögliche CO2-Verminderung von annähernd 1,5 Mio. t. Seit der Markteinführung wurden weltweit bisher mehr als 14 Mio. m2 Stahlbetondecken mit Cobiax-Hohlkörpern realisiert, was einer Betoneinsparung von 2 Mio. t und einer CO2-Reduktion von 180.000 t entspricht. „Wir können mit unseren Hohlkörpern eine effektive Lösung zur CO2-Einsparung anbieten, die allen Anforderungen an ein Produkt für nachhaltiges Bauen entspricht, so dass Klimaschutz kein zukünftiges Ziel ist, sondern schon heute aktiv umgesetzt werden kann“, resümiert Wanninger. „Mit unserer Nachhaltigkeitskampagne „Save the climate: Now“ wollen wir innerhalb der nächsten 5 Jahre durch den Einsatz unserer Produkte die CO2-Emission im Stahlbetonbau um insgesamt 1 Mio. t reduzieren und damit das Umdenken hin zum nachhaltigen Bauen unterstützen“. www.cobiax.com; www.green.cobiax.de

Bautechnik 98 (2021), Heft 1 A11

21.12.20 12:49

INDUSTRIEBÖDEN

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Der neue Schnellzement MC-Floor TurboCem ist vielseitig einsetzbar

Schnellzemente binden besonders schnell ab, eignen sich daher insbesondere für Estrichreparaturen und allgemein Situationen, bei denen eine schnelle Belastbarkeit und Belegreife notwendig ist. Der neue Schnellzement der MC-Bauchemie MC-Floor ­TurboCem verbindet eine lange Verarbeitungszeit mit einer schnellen, spannungs- und verformungsfreien Erhärtung und sorgt für eine schnelle Begehbarkeit und Belegreife.

Vielfältige Anwendungsmöglichkeiten und schnelle Belegreife MC-Floor TurboCem ist vielfältig einsetzbar und kann sowohl als Standardschnellzement für den Wohnungsbau als auch als Spezialschnellzement für die Herstellung von Industrieestrichen bzw. hochfesten Nutzestrichen im Innen- und Außenbereich sowie für Feuchträume und Heizestriche eingesetzt werden. Das One-for-all-Produkt kann je nach Anforderung über die Dosierung gesteuert werden, um den gewünschten Estrich herzustellen. Dies ist ein weiterer großer Vorteil für Estrichleger, weil

(Foto: MC-Bauchemie)

MC-Bauchemie hat mit dem neuen Schnellzement MC-Floor TurboCem ein One-for-all-Produkt auf den Markt gebracht. Es handelt sich hierbei um ein ternäres Spezialbindemittel, das zur Herstellung früh belegreifer und formstabiler Estriche sowohl im Wohnungsbau als auch in Gewerbe und Industrie geeignet ist. MC-Floor TurboCem überzeugt mit einer sehr guten Verarbeitbarkeit, geringerem Mate­ rial-einsatz, hohen Früh- und Endfestigkeiten und einem geringen Schwind- und Spannungsverhalten.

Der neue Schnellzement MC-Floor TurboCem überzeugt mit einer sehr guten Verarbeitbarkeit, geringerem Materialeinsatz, hohen Früh- und Endfestig­ keiten und einem geringen Schwind- und Spannungsverhalten. Das ternäre Spezialbindemittel ist zur Herstellung früh belegreifer und formstabiler Estriche sowohl im Wohnungsbau als auch in Gewerbe und Industrie geeignet.

ihnen der neue Schnellzement der MC-Bauchemie eine einfachere Handhabe ermöglicht und die Komplexität in puncto Lagerung, Transport und vor allem Anwendung reduziert. Da mit MC-Floor TurboCem pro Estrichmischung auch weniger Zement nötig ist, können im Vergleich zu gängigen Schnell­ zementen auch Kosten gespart werden.

Weil das ternäre Spezialbindemittel chemisch deutlich mehr Wasser bindet, muss nur ein geringer Teil des eingesetzten ­Anmachwassers verdunsten. Damit kann auch bei kritischen Umgebungsbedingungen die Belegreife zielsicher erreicht und für gewöhnlich Belegreife-Werte zwischen 3 und 14 Tagen ­p roblemlos realisiert werden. So bietet MC-Floor TurboCem bei Estrichen der Güteklasse C35-F5 eine Verarbeitungszeit von ≥ 60 Minuten, ist nach 16 Stunden begehbar und nach 7 bis 10 Tagen belegreif bzw. beschichtbar.

Bei C50-F7 bietet er eine Verarbeitungszeit von ≥ 45 Minuten, ist nach 12 Stunden begehbar und nach 3 Tagen belegreif bzw. beschichtbar.*

Sehr gute Verarbeitbarkeit und besonders schwundarme Estriche Während gängige Schnellzemente häufig Probleme bei der Verarbeitung zeigen – die damit hergestellten Estriche lassen sich in der Regel schwieriger abziehen und „kleben“ – überzeugt MCFloor TurboCem mit einer hervorragenden Verarbeitbarkeit.

Die Rohstoffzusammensetzung des ternären Schnellzements ermöglicht es besonders schwundarme Estriche herzustellen.

Dies ist besonders bei Estrichen mit stark unterschiedlichen Dicken wie beispielsweise Gefälleestrichen, Estrichen mit außergewöhnlicher Dicke wie z. B. Verbundestrichen über 5 cm, großen, fugenlos verlegten Flächen oder bei ungünstiger Feldgeometrie unerlässlich, um auftretende Spannungen zu reduzieren und somit ein Schüsseln und/oder Reißen des Estrichs zu verhindern. Dies kann besonders bei der frühen Belegung mit großformatigen Fliesen oder vollverklebtem Parkett zu Problemen führen.

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Bautechnik 98 (2021), Heft 1

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INDUSTRIEBÖDEN

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(Foto: Remmers)

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Bautechnik 98 (2021), Heft 1 A13

21.12.20 12:49

INDUSTRIEBÖDEN

REVOPUR Fugenliquid gleicht Bauwerks­ fugen schnell, sicher und planeben aus Gollhofen – Neue oder instandsetzungsbedürftige Bauwerksfugen in Logistik- und Industriehallen planeben ausführen: Das gelingt schnell und einfach mit dem Fugenliquid von REVOPUR. Das flexible System stellt dauerhaft sicher, dass auch schwere Flurförderfahrzeuge die erneuerten Fugen geräuschlos sowie ohne Abbremsen überfahren können – und das bereits nach ca. 3 Stunden Aus­ härtung.

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offene Bodenfugen, etwa an Bauwerksübergängen, die beim Überfahren starke Erschütterungen und Lärm verursachen. Die Folge sind meist hohe Wartungskosten an Flurförderfahrzeugen, denn jede Unebenheit wirkt sich auf die Radlager und Traggelenke der Fahrzeuge aus. Häufige Erschütterungen können aber auch das Transportgut beschädigen und die Gesundheit der Mitarbeiter, etwa ihre Wirbelsäule, dauerhaft beeinträchtigen.

In Logistik- oder Industriehallen sind ständig Transportfahr­ zeuge mit schweren Ladungen im Einsatz – und damit Bewegungsfugen großen Lasten ausgesetzt. So entstehen schnell

Eine schnelle, sichere und nachhaltige Möglichkeit zur Reparatur von Bodenfugen ist das REVOPUR Fugenliquid. Das System basiert auf der einzigartigen Polyaspartic-Technologie und bietet eine langzeitsichere sowie planebene Lösung für Fugen. Durch die 2-Komponentenkomposition entsteht in kürzester Zeit ein starker und beständiger Flüssigkunststoff, der sogar ökologisch zertifiziert ist.

Bild 1

Mit dem REVOPUR Fugenliquid lassen sich neue oder instand­ setzungsbedürftige Belastungsfugen in Logistik- und Industriehallen schnell, sicher und planeben ausgleichen.

Bild 2

Bodenfugen schnell und einfach mit dem REVOPUR Fugenliquid erneuern: Dazu legen Anwender eine PE-Schnur in den Fugenkanal und tragen die schnellhärtende Grundierung REVOPUR PR 100 auf.

Danach verfüllen sie den Fugenkanal mit dem lösemittelfreien ­REVOPUR JF 200 R.

Bild 3

Das geruchsneutrale REVOPUR Fugenliquid härtet innerhalb von etwa drei Stunden aus und es entsteht eine dauerhaft homogene Fläche.

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Um eine äußerst planebene Fläche zu erhalten, schleifen Anwender im letzten Schritt das getrocknete REVOPUR Fugenliquid ab. Die Fuge ist zuverlässig geschützt und langfristig für schwere Flurförderfahrzeuge befahrbar.

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Bautechnik 98 (2021), Heft 1

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INDUSTRIEBÖDEN

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Die ideale Lösung, um Bodenfugen in Industrie- und Logistikhallen zu erneuern: REVOPUR Fugenliquid, das für seine positiven Umwelteigenschaften bereits mehrfach ausgezeichnet worden ist.

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Das Fugenliquid JPS 10 ist ein flexibles System, mit dem Anwender Fugen schnell instandsetzen können. Es besteht aus einer PE‑Schnur, der Grundierung REVOPUR PR 100 und dem REVOPUR Fugenliquid JF 200 R als Füllstoff.

Sind Bodenfugen mit REVOPUR Fugenliquid instandgesetzt, können sie planeben und geräuschlos auch mit schweren Flurförderfahr­ zeugen überfahren werden.

Für die Instandsetzung stellen Fachhandwerker zunächst einen Fugenkanal her. Dann legen sie eine PE-Schnur in den unteren Teil und bringen die 2-komponentige, schnellhärtende Grundierung REVOPUR PR 100 aus. Im dritten Schritt füllen Anwender die Fuge mit dem lösemittelfreien Fugenliquid JF 200 R auf und schleifen sie anschließend glatt. So entsteht eine dauerhaft planebene Fläche, die resistent gegen Feuchtigkeit ist. Da das Fugenliquid geruchsneutral ist, entwickeln sich für Verarbeiter und Mitarbeiter in der Logistikhalle keine störenden oder schädlichen Emissionen.

Nach nur etwa 3 Stunden Sperrzeit ist der Bereich für Flurförderfahrzeuge befahrbar und dauerhaft für große Lasten gerüstet.

Damit ist das REVOPUR Fugen-liquid eine effektive, dehnfähige Alternative zu Epoxidharz-Ausgleichsmassen mit langen Aushärtezeiten. Um den Arbeitsablauf noch weniger zu stören, kann der Fugenfüllstoff auch stückweise eingebracht werden.

Der temperatur- sowie witterungsbeständige Flüssigkunststoff härtet bei Temperaturen von –20 bis +50 °C aus und eignet sich gleichermaßen für den Innen- sowie Außenbereich.

(Fotos: Revopur)

Einfache und schnelle Anwendung

ship in Energy and Environmental Design (LEED) bewertet und auf bau-book, der österreichischen Datenbank für ökologisches Bauen und Sanieren, gelistet. Das Fugenliquid trägt außerdem die höchste Auszeichnung eco1 von eco-bau, einem Zusammenschluss von Bund, Kantonen und Städten, um das ökologische und gesunde Bauen in der Schweiz zu fördern.

Ein Anwendungsvideo findet sich unter: https://www.youtube.com/watch?v=v8NXfHYaXmE www.revopur.de

Vorteile für Mensch und Maschine Ob Standardbodenfugen in Industrie- oder Logistikhallen, auf Messegeländen, in Gebäuden der Metallverarbeitung und Lagerhaltung, aber auch Tiefkühllagerfugen und Fugen mit Lebensmittelumschlag: Nach Instandsetzung ist die Fläche geräuschlos sowie planeben überfahrbar und Humanschwingungen sind kaum vor-handen. Im Vergleich zu klassischen Stahlfugen müssen Transportfahrzeuge vor der Überfahrt nicht gestoppt oder verlangsamt werden. Das begünstigt den Work-flow und steigert die Prozesseffizienz. Außerdem entstehen weniger Wartungs­ kosten an Fuge und Hebezeugen.

Ökologisch mehrfach ausgezeichnet Für seine positiven Umwelteigenschaften ist das Produkt ­REVOPUR mehrfach ausgezeichnet worden. Es ist positiv im Zertifizierungssystem der Deutschen Gesellschaft für Nachhaltiges Bauen (DGNB) sowie im Zertifizierungssystem vom Leader-

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Bautechnik 98 (2021), Heft 1 A15

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KRAIBURG PuraSys GmbH & Co. KG Porschestraße 1 • 49356 Diepholz Tel. +49 (0) 54 41 59 54 - 0 info@kraiburg-purasys.com www.purasys.com Lösungen aus PUR

GERB Schwingungsisolierungen GmbH & Co. KG Elastische Lagerung/Schwing­ böden/Raum-in-Raum-Lösungen/­ Schwingungstilger/Erdbebenschutz u.v.m.

Berlin: +49 30 4191-0 Essen: +49 201 26604-0 info@gerb.com GERB.COM

Getzner Werkstoffe GmbH Herrenau 5 6706 Bürs Österreich T +43-5552-201-0 F +43-5552-201-1899 E-Mail: info.buers@getzner.com Internet: www.getzner.com Sylomer® und Sylodyn®: PUR-Werkstoffe zur Schalldämmung

Bauelemente n Spannausrüstungen, Spannverankerungen und Zubehör

Paul Maschinenfabrik GmbH & Co. KG Max-Paul-Straße 1 88525 Dürmentingen/Germany Phone: +49 (0) 73 71/5 00-0 Fax: +49 (0) 73 71/5 00-1 11 Mail: stressing@paul.eu Web: spannbeton.paul.eu

Befestigungs technik n Edelstahl

TOBSTEEL GmbH Rudolf-Diesel-Str. 8 D-74613 Öhringen T: +49 (0) 7941 6073-0 F: +49 (0) 7941 6073-500 info@tobsteel.com www.tobsteel.com Verbindungselemente aus Edelstahl und hochkorrosionsbeständigen Sonderwerkstoffen.

KÖCO Köster + Co. GmbH Postfach 1364 D-58242 Ennepetal Tel. (0 23 33) 83 06-0 Fax (0 23 33) 83 06-78 E-Mail: info@koeco.net www.koeco.net

n Grundbau

DC-Software Doster & Christmann GmbH Rubensstraße 13 D-81245 München E-Mail: service@dc-software.de Internet: www.dc-software.de

n Software für den Verbundbau

Brandschutz n Brandschutzbeschichtungen

Rudolf Hensel GmbH Lack- und Farbenfabrik Brandschutz-Beschichtungen für Stahl, Holz, Beton, Kabel, Fugen und Abschottungen Tel. +49 (0)40 / 72 10 62-10 www.rudolf-hensel.de

EDV/Software

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Kretz Software GmbH Europaallee 14 67657 Kaiserslautern Tel. 0631 550999-11 Fax 0631 550999-20 info@kretz.de www.kretz.de

Estrichdämmung

REGUPOL BSW GmbH Am Hilgenacker 24 D-57319 Bad Berleburg Tel. (02751) 803-124 E-Mail: info@regupol.de Internet: www.regupol.de Trittschalldämmung für hoch belastbare Estriche mit bauaufsichtlicher Zulassung.

Fachliteratur

Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG Rotherstraße 21 D-10245 Berlin Tel. +49 (0)30 47031 200 Fax +49 (0)30 47031 270 E-Mail: info@ernst-und-sohn.de Internet: www.ernst-und-sohn.de

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Bautechnik 98 (2021), Heft 1

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Bautechnik 98 (2021), Heft 1 A17

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AUFSATZ

Gottfried Grünthal, Christian Bosse

Unterschiede, Beziehungen und Gemeinsamkeiten der Erdbebenkarten nach bisherigem und neuem Nationalen Anhang zum Eurocode 8

AUFSATZ ARTICLE

DOI: 10.1002/bate.202000053

Erdbebenzonenkarte nach DIN EN 1998-1/NA:2011-01 und Karte der spektralen Antwortbodenbeschleunigungen nach E DIN EN 1998-1/NA:2018-10 Die Karte der spektralen elastischen Antwortbodenbeschleunigungen zum Entwurf des neuen Nationalen Anhangs zum EC 8 (E DIN EN 1998-1/NA:2018-10) hat in Anwenderkreisen einige Diskussionen ausgelöst. Diese bezogen sich insbesondere auf den Vergleich zur Erdbebenzonenkarte des bisherigen Natio­ nalen Anhangs (DIN EN 1998‑1/NA:2011-01). Grundsätzlich ist zu betonen, dass ein direkter Zusammenhang zwischen den beiden Karten nicht hergestellt werden kann, da diese auf sehr unterschiedlichen Parametrisierungen basieren. Um für weitere Diskussionen eine sachliche Grundlage zu schaffen, werden in diesem Beitrag die grundlegenden Charakteristika beider Berechnungsmodelle, d. h. zu den Erdbebenkarten des bisherigen und des neuen NA, gegenübergestellt. Des Weiteren werden vier Varianten vorgestellt, wie zumindest auf indirektem Wege die beiden unterschiedlichen Kartentypen in Beziehung gesetzt werden können. Im Ergebnis zeigen die Varianten, dass sie einem gemeinsamen Trend folgen.

Differences, relationships and similarities between the earth­ quake maps according to the previous and the new National Annex to Eurocode 8 – Earthquake zone map according to DIN EN 1998-1/NA:2011-01 and map of spectral response ground accelerations according to E DIN EN 1998-1/NA:2018-10 The map of the spectral elastic response ground accelerations for the draft of the new National Annex to EC 8 (E DIN EN 19981/NA:2018-10) has triggered some discussion. These were related to the comparison with the earthquake zone map of the previous National Annex (DIN EN 1998 1/NA:2011-01). Basically, it has to be emphasized that a direct connection between the two maps cannot be established, since they are based on very different parameterizations. In order to provide a factual basis for further discussions, this article compares the basic characteristics of both calculation models, i.e. the earthquake maps of the previous and the new NA. In addition, four variants are presented to show how the two different map types can be related, at least indirectly. For this purpose, basic limitations associated with such relationships are described. As a result, the variants show that they follow a common trend, apart from a few systematic deviations, both to smaller and to larger values.

Stichworte Erdbebenkarten; Erdbebengefährdung; Deutschland; Nationaler Anhang zum EC 8; DIN EN 1998-1/NA:2011-01; E DIN EN 1998-1/NA:2018-10

Keywords earthquake maps; seismic hazard; Germany; National Annex to EC 8; DIN EN 1998-1/NA:2011-01; E DIN EN 1998-1/NA:2018-10

1 Einführung

Ein direkter Vergleich der beiden NA ist jedoch grundsätzlich nur eingeschränkt möglich. Denn ein wesent­ liches Element des NA:2011 ist die Zuordnung von Re­ferenz-Spitzenwerten der Bodenbeschleunigung zu berechneten makroseismischen Intensitäten der Erd­beben­ gefährdungskarte. Diese Zuordnung im Rahmen des NA:2011 wird im vorliegenden Beitrag sowohl anhand klassischer als auch modernerer empirischer Relationen gespiegelt, um zu verdeutlichen, dass diese Zuweisung nur sehr bedingt den Beobachtungsdaten gerecht wird.

Aber gerade diese Beobachtungsdaten bilden das Rückgrat zur Berechnung der Erdbebenkarte des NA:2018.

Dieser Gegensatz begründet wesentlich die Limitierung des direkten Vergleichs, stellt aber nur einen Aspekt der hier behandelten Thematik dar.

Die Neueinschätzung der Erdbebengefährdung Deutschlands für den Nationalen Anhang (NA) zum Eurocode 8 (EC 8), d. h. die Normenentwurfsfassung E DIN EN 1998/ NA:2018-10 [1], löste eine bemerkenswerte Resonanz aus. (Anm.: Die Neueinschätzung war Gegenstand von 272 erfassten Presseberichten bis Mitte August 2018 (pers. Mitteilung von J. Zens, Leiter Öffentlichkeitsarbeit am GFZ Potsdam nach Recherche einer Medienauswertefirma); der zugehörige OpenAccess-Artikel https://link. springer.com/article/10.1007/s10518-018-0315-y hat derzeit mehr als 11 000 Downloads.) Eine wesentliche Frage für die praktizierenden Erdbebeningenieure betrifft verständlicherweise den Vergleich der seismischen Lastannahmen zwischen dem bisherigen NA, d. h. der DIN EN 1998/NA:2011-01 [2], und dem neuen NA. Zur besseren Lesbarkeit des vorliegenden Beitrags wird für den neuen NA die Kurzbezeichnung NA:2018 eingeführt und für den bisherige NA die Kurzform NA:2011.

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Den Publikationen der Neueinschätzung der Erdbebengefährdung Deutschlands [3, 4] sowie des NA:2018 folgten jedoch auch kontroverse Diskussionen bez. einer mutmaßlichen generell höheren Bewertung der Erdbebengefährdung im Vergleich zum NA:2011. Das Anliegen des vorliegenden Beitrags ist es daher, die tatsächlichen Zu-

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Bild 1 Gegenüberstellung der Karten der Erdbebengefährdung des NA:2011 und NA:2018: a) Karte nach DIN EN 1998-1/NA:2011-01 [2], die gemäß der Plattform zur Abfrage der Zugehörigkeit von Orten zu Erdbebenzonen [8] bzw. mit der Farbgebung in [10] dargestellt wird; b) Karte der E DIN EN 1998-1/NA:2018-10 [1], die die Plateau-Werte der elastischen spektralen Antwortbeschleunigung, d. h. Bild NA.1 im NA:2018, darstellt (entsprechend Bild 15 von [4] bzw.

Fig. 24 von [3]) Comparison of the maps of earthquake hazard of NA:2011 and NA:2018: a) map of DIN EN 1998-1/NA:2011-01 [2] according to the platform for the query of the affiliation of locations to earthquake zones [8] respectively with the colour code of [10]; b) map of E DIN EN 1998-1/NA:2018-10 [1] shows the elastic spectral response acceleration, Fig. NA.1 in NA:2018 (corresponding to Fig. 15 of [4] respectively, Fig. 24 of [3])

sammenhänge aufzuzeigen, um zu einer Versachlichung beizutragen, und schließlich verschiedene Wege bzw. Varianten vorzustellen, wie die Erdbebenkarten nach altem und neuem NA in Beziehung gesetzt werden können.

Den Autoren der Neueinschätzung der Erdbebengefährdung [3, 4] war es durchaus bewusst, dass Fragen des Vergleichs zwischen bisherigen und neuen Berechnungsergebnissen von großer praktischer Relevanz sind. Dementsprechend enthalten beide Veröffentlichungen in speziellen Unterkapiteln Vergleiche von Karten und Antwortspektren mit früheren Berechnungsergebnissen der Autoren. Zum Ersten betrifft das die Gegenüberstellung der probabilistischen Karten der Erdbebengefährdung für die Spitzenbodenbeschleunigung (PGA) nach dem neuen Berechnungsmodell mit den bereitgestellten Lastannahmen entsprechend den Anforderungen der DIN 19700 [5]. Zum Zweiten wurde die intensitätsbasierte Karte, die dem NA:2011 zugrunde liegt, mit der ebenso in makroseismischen Intensitäten parametrisierten Karte verglichen, die direkt aus dem Berechnungsmodell für die Erdbebengefährdungskarte des NA:2018 folgt. Zum Dritten wurden spektrale elastische Antwortspektren herangezogen, und zwar anhand der Neueinschätzung und gemäß den Anforderungen für die DIN 19700. Auf die ausgesprochen gute Übereinstimmung der drei aufgezeigten Gegenüberstellungen wird in [3, 4] ausführlich hingewiesen. Zwei von diesen Vergleichen betreffen jedoch Darstellungen, die für Anforderungen gemäß der DIN 19700 2

bereitgestellt wurden. Lediglich der o. g. zweite Vergleich bezieht sich auf die Grundlagenkarte für den NA:2011, ohne jedoch explizit auf die Erdbebenzonenkarte dieses NA einzugehen und ohne die prinzipiellen Limitierungen einer direkten Inbeziehungsetzung der Erdbebenkarten nach bisherigem und neuem NA zu erläutern.

Um die eingangs erwähnten, teils kontroversen Diskussio­ nen argumentativ auf eine sachliche Basis zu stellen, werden in diesem Beitrag zunächst die generellen Charakteristika der Berechnungsmodelle für den alten und neuen NA gegenübergestellt. In dem Zusammenhang sei darauf hingewiesen, dass bez. der Neueinschätzung sämtliche Modelle und Eingangsdaten in [6] bereitgestellt werden und in [7] als herunterladbarer Daten-Service zur Verfügung stehen, um ein Maximum an Transparenz zu gewährleisten.

Eine direkte Gegenüberstellung der Erdbebenzonenkarte des derzeit gültigen NA:2011 und des im Oktober 2018 veröffentlichten Entwurfs, wie in Bild 1 gezeigt, macht sofort deutlich, dass beide Karten derart unterschiedlich parametrisiert sind, dass ein quantitativer Vergleich auf direktem Weg nicht möglich ist. Bild 1a zeigt die Erd­ bebenzonen des NA:2011, basierend auf den ReferenzSpitzenwerten der Bodenbeschleunigungen agR in m/s2.

In Bild 1b ist die Karte der Plateau-Werte der elastischen spektralen Antwortbeschleunigung Sap,R in m/s2 gemäß NA:2018 dargestellt.

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Diese grundsätzlich unterschiedlichen Parametrisierungen können nur unter einschränkenden Annahmen in Beziehung zueinander gesetzt werden. Die Annahmen, um die Karten in gewissem Sinne vergleichbar zu machen, werden in diesem Beitrag detailliert beschrieben. Jede der hier vorgestellten vier Varianten ist mit Einschränkungen verbunden und bedarf daher einer Bewertung bzw. Gewichtung. Ein eindeutiger Weg ist, wie bereits erwähnt, nicht möglich. Zudem werden hiermit der ebenso diskutierten Höherbewertung der Erdbebengefährdung die konkreten Tatsachenbefunde gegenübergestellt. Ebenso wird an zwei Beispielen, den Orten Tübingen und Nördlingen, auf spezielle ingenieurseismologische Merkmale und Unterschiede zwischen dem NA:2011 und dem NA:2018 eingegangen.

2

Charakteristika der Berechnungsmodelle für die Erdbebenkarten des NA:2011 und des NA:2018

In diesem Abschnitt werden die grundlegenden Charakteristika der Berechnungsmodelle der hier im Fokus stehenden Erdbebenkarten des NA:2011 und NA:2018 (Bild 1) komprimiert dargestellt. Die Karte nach NA:2011 wird hier gemäß der Plattform zur Abfrage der Zugehörigkeit von Orten zu Erdbebenzonen [8] dargestellt und die Karte der spektralen Antwortbeschleunigung, Bild NA.1 im NA:2018, als linke Karte aus Bild 15 von [4] (bzw. linke Karte von Fig. 24 von [3]). In der rechten Karte (Bild 1b) fehlt hier die im NA:2018 in Rot hervorgehobene Konturlinie bei Sap,R = 0,6 m/s2. Auf diese wird separat in Abschn. 4 eingegangen.

2.1

Methodische Spezifika der Karte der Erdbebenzonen des NA:2011

Die Beauftragung zur Berechnung der probabilistischen Karte der Erdbebengefährdung Deutschlands für das seinerzeit auf der Tagesordnung stehende Nationale Anwendungsdokument (NAD) erfolgte im Jahre 1993 durch das Deutsche Institut für Bautechnik, Berlin (DIBt). Dezidiert wurde eine in makroseismischen Intensitäten parametrisierte Karte im Rahmen der probabilistischen seismischen Hazard-Abschätzung (PSHA) für eine Überschreitenswahrscheinlichkeit von 10 % innerhalb einer Standzeit von 50 Jahren verlangt, was einer mittleren Wiederholungsperiodevon RP = 475 Jahren [a] entspricht.

(Anm.: In den deutschen Versionen des EC 8 wird der englische Begriff „return period“ mit „Wiederkehr­ periode“ übersetzt. Dementsprechend wird „Wiederkehrperiode“ auch in den NA verwandt. Hierbei ist jedoch, wie Abrahamson [9] betont, strikt zu unterscheiden zwischen der unterschiedlichen Bedeutung von „return period“ und „recurrence period“. Zur Unterscheidung beider Begriffe im Deutschen verwenden die Verfasser in ihren neueren Beiträgen möglichst für den im Rahmen von PSHA korrekten Begriff der „return period“ die Übersetzung „Wiederholungsperiode“ im Gegensatz zur „Wiederkehrperiode“ für „recurrence period“.) Die Karte

wurde im Juli 1995 vorgelegt (aufgrund einer entsprechenden Pressemitteilung der Öffentlichkeit zuerst in der Frankfurter Allgemeinen Zeitung am 25. Juli 1995 vorgestellt, gefolgt von weiteren Pressemeldungen). Sie konnte nach der vertraglich vereinbarten Prüfung im Jahre 1996 publiziert werden [10].

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Bereits im Vorfeld dieses Projekts wurde seitens der Mitarbeiter des GFZ Potsdam dafür plädiert, die Erdbebengefährdungskarte für PGA zu berechnen. Dies war seinerzeit zum einen etablierter Standard; andererseits übernahm der Erstautor 1992 im Rahmen des Global Seismic Hazard Assessment Program (GSHAP) die Leitung des Regionalzentrums für Europa nördlich von 44°N mit der Zielstellung der Berechnung der Erdbebengefährdungskarte für die Region mit der Parametrisierung in PGA. Es wäre also für diesbezügliche Arbeiten im GFZ Potsdam effizient gewesen, in beiden parallel laufenden Projekten methodisch ähnlich vorgehen zu können. Die erste PGAbasierte Karte für die genannte GSHAP-Region wurde 1996 vorgestellt [11], die finale Karte 1997 [12], wohin­ gegen die Abschlussveröffentlichung einem Sonderband zu GSHAP vorbehalten blieb [13].

Trotz der beschriebenen methodischen Standards zur Berechnung der Erdbebengefährdung war es im Rahmen der Entwicklung erdbebengerechter Baunormen in den 1990er-Jahren in etlichen Ländern noch üblich, anstatt von PGA, d. h. den beobachteten Spitzenbodenbeschleunigungen, von intensitätsbasierten Karten auszugehen.

Das traf auch auf Deutschland zu, wo in der BRD in der Tradition der bis dato gültigen DIN 4149:1981 [14] eine intensitätsbasierte Karte als Ziel vorgegeben war. Den Intensitäten wurden „Regelwerte für die Horizontal­ beschleunigung“ a0 „bei harten Festgesteinen“ zugeordnet. In dieser Norm wird explizit darauf hingewiesen, dass diese „angenommenen Beschleunigungen … nicht identisch mit den bei Erdbeben bereits gemessenen Boden­spitzenbeschleunigungen“ sind, „die höher liegen …“. Physikalische oder empirisch abgesicherte Bezie­ hungen zwischen PGA und a0 existieren nicht. In der DIN 4149:2005-04 [15], in die die Resultate aus [10] einflossen, werden die vormals „angenommenen Beschleunigungen“ nach [14] nun als „Bemessungswerte der Bodenbeschleunigung ag“ bezeichnet. Im EC 8, in der Fassung der DIN EN 1998-1:2010-12 [16], ist es „agR“, die „Referenz-Spitzenbodenbeschleunigung für Baugrundklasse A“. Die Baugrundklasse A, die für den NA:2018 modifiziert wurde, bezeichnet hier „Fels oder andere felsähn­ liche geologische Formation (mit vS30 > 800 m/s) mit höchstens 5 m weicherem Material an der Oberfläche“. vS30 bezeichnet die mittlere Scherwellengeschwindigkeit innerhalb der oberen 30 m. Für den NA:2018 werden Baugrundklassen A, B und C für die oberen ca. 20 m mit geologischen Untergrund­klassen R, S und T kombiniert.

Es gilt ag = agR für die „Referenz-Wiederkehrperiode“ von 475 Jahren. Im NA:2011 werden die ag-Werte von DIN 4149:2005-04 [15] unverändert übernommen und als „Referenz-Spitzenwert der Bodenbeschleunigung agR“ benannt.

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Nach diesem Exkurs zu Begriffsbestimmungen, die im Folgenden noch von Bedeutung sein werden, nun zurück zur PSHA-Methodik für die Karte des NA:2011. Für das Forschungsvorhaben im Rahmen des Vertrags des GFZ mit dem DIBt wurde ein durchgängig intensitätsbasierter h. vom entspreprobabilistischer Berechnungsweg, d. chenden Erdbebenkatalog über Häufigkeits-Intensitätsbeziehungen für seismische Quellregionen bis zum Endresultat, entwickelt [10]. Unsicherheiten in Modellen und Parametern wurden noch nicht berücksichtigt. Die jeweils genutzten sog. „best estimates“ von Parametern und Modellen entsprechen im Vergleich zu modernen PSHA den berechneten Mittelwerten.

Tab. 1 Definition der Intensitätsbereiche der Erdbebenzonen der DIN EN 1998‑1/NA:2011-01 und Zuordnung der Referenz-Spitzenwerte der Bodenbeschleunigung agR Definition of the intensity ranges of the earthquake zones of DIN EN 1998-1/NA:2011-01 and assignment of the reference peak values of the ground acceleration agR

Bestandteil des DIBt-Projekts war es zudem, eine Definition von Intervallen berechneter Intensitäten für eine Karte von Erdbebenzonen vorzuschlagen. Jedoch war die Zuordnung von effektiven oder Design-Bodenbeschleunigungswerten ag zu den Intensitätsintervallen der Erdbebenzonen ausdrücklich nicht Bestandteil des Forschungsvorhabens. Die berechnete Karte mit den vorgeschlagenen Intensitätsintervallen der Erdbebenzonen 2 und 3 wurde direkt für den Entwurf des damaligen NAD übernommen. Die untere Intensitätsbegrenzung für die Darstellung der Erdbebenzone 1 wurde jedoch im Normenausschuss modifiziert. Als Norm eingeführt wurde die Erdbebenzonenkarte schließlich als DIN 4149:2005-04 mit den vier Erdbebenzonen 0, 1, 2 und 3 [15]. Diese Erdbebenzonenkarte fand sodann weitere Anwendung für den NA zum EC 8 von 2011, d. h. in der DIN EN 1998/ NA:2011-01 [2].

* Anmerkung: Die agR-Werte wurden nicht den Intervallmitten der Intensitätsbereiche zugeordnet, sondern folgenden rechnerischen Bezugsintensitäten Im. In Zone 1 gilt Im = 6,25, in Zone 2 Im = 7, in Zone 3 Im = 7,5 [17, 18]. Die größte berechnete Intensität in Zone 3 beträgt I = 8,1 [10].

Erdbebenzone Intensitätsintervall Referenz-Spitzenwert der Bodenbeschleunigung* agR m/s2 0 1 2 3

6 ≤ I < 6,5 6,5 ≤ I < 7 7 ≤ I < 7,5 7,5 ≤ I

– 0,4 0,6 0,8

daher einen mittleren Untergrund, der sich aus der Gesamtheit der Orte ergibt, aus denen die genannten Intensitätsdaten vorliegen. Untersuchungen dazu, welcher Art ein solcher mittlerer Untergrund wäre, ausgedrückt z. B. in Form von vS30‑Werten, liegen für Deutschland nicht vor.

Zu den erwähnten empirischen Relationen, die in PSHA einfließen, gehören insbesondere Dämpfungsbeziehungen der Intensität mit der Entfernung. Für das Unter­ suchungsgebiet entwickelten Stromeyer und Grünthal [21] eine entsprechende Relation, die in [3] zudem in Momentmagnituden Mw kalibriert vorliegt.

Tab. 1 zeigt die jeweiligen Intensitätsbereiche dieser Zonen und die zugeordneten Referenz-Spitzenwerte der Bodenbeschleunigung agR.

2.2

Formen der elastischen Antwortspektren für den NA:2011 wurden deterministisch anhand von Simulations­ rech­ nungen im Rahmen zweier Studien von Schwarz et al.

[19] sowie von Brüstle und Stange [20] ermittelt. Aus beiden resultierte im Jahre 1999 eine Kompromisslösung im Rahmen der Normungsarbeit.

Die Neueinschätzung der Erdbebengefährdung Deutschlands für den NA:2018 zum EC 8 [3–7], ebenso im Auftrag des DIBt, erfolgte unter der Prämisse der möglichst vollständigen Einbeziehung der Unsicherheiten in Modelle und berücksichtigte Ausgangsdaten für die PSHA.

Innerhalb der Erdbebenzonen werden die Parameter, die die seismischen Lastannahmen beschreiben, als konstant angenommen. Folglich sind die Erdbebenzonengrenzen mit Sprüngen der Parameter verbunden.

Bezüglich der Untergrundbedingungen, für die moderne Karten der Erdbebengefährdung gelten, wird standard­ mäßig ein Festgesteinsuntergrund angenommen. Demgegenüber ist es ein prinzipielles Merkmal intensitätsbasierter PSHA, dass sie für einen mittleren geologischen Untergrund gelten, der für das Untersuchungsgebiet typisch ist. Genauer gesagt ist der mittlere Untergrund gemeint, der für bebaute Gebiete von Ortschaften typisch ist, d. h. die Orte, aus denen makroseismische Beobachtungen vorliegen. Diese makroseismischen Daten fließen in empirische Relationen ein, die im Rahmen der Berechnungsprozedur genutzt werden. Diese Daten repräsentieren 4

Methodische Charakteristika der Karte der spektralen Antwortbeschleunigung des NA:2018

Hierbei wurden epistemische Unsicherheiten als Bestandteil eines Logischen Baums (logic tree LT) mit 4040 Endzweigen behandelt, wobei angestrebt wurde, alle Un­ sicher­heiten in Modellen und Parametern in einem aus­ gewogenen und harmonisierten Detaillierungsgrad zu berück­sichtigen. Die Vorgehensweise ermöglicht die ge­ sicherte Berechnung von Mittelwerten und Quantilen der betrachteten 19 Spektralwerte im Periodenbereich von T = 0,02–3,0 s sowie der makroseismischen Intensitäten.

Die Resultate für T = 0,02 s können PGA-Werten gleichgesetzt werden. Routinemäßig werden alle Ergebnisse für die RP = 475, 975 und 2 475 a bereitgestellt: Das sind hier die gewichteten arithmetischen Mittelwerte anhand des LT, die Medianwerte sowie das 16 %- und das 84 %-Quantil. Details zur Prozedur können den Arbeiten [3, 4] entnommen werden. Der gesamte Input ist anhand der Daten von [6, 7] verfügbar.

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Bild 2 Gefährdungskonsistente Antwortspektren (UHS) für Aachen für mittlere Wiederholungsperioden RP = 475, 975 und 2 475 Jahre für die Quantile von 16 %, 50 % und 84 % sowie Mittelwerte; Illustration der Ermittlung der Mittelwerte aus den Spektralamplituden für die Perioden T = 0,1 s, 0,15 s und 0,2 s, welche das Plateau der UHS bilden (fetter schwarzer Balken im Bild) und in der Karte der spektralen Antwortbodenbeschleunigungen (SRA) des E DIN EN 1998-1/NA:2018-10 (Bild NA.1) dargestellt sind (nach [23]) Uniform hazard spectra (UHS) for the city of Aachen for mean return periods RP = 475, 975 and 2 475 a respectively for quantiles of 16 %, 50 % and 84 % and for mean values; illustration of the determination of the mean values from the spectral amplitudes for the periods T = 0.1 s, 0.15 s and 0.2 s, which form the plateau of the UHS (black bar in bold) and which are shown in the map of the spectral response soil accelerations (SRA) of E DIN EN 1998-1/ NA:2018-10 (Fig. NA.1) (according to [23])

Tab. 2 Komprimierter Vergleich der methodischen Besonderheiten von DIN EN 1998‑1/NA:2011-01 und E DIN EN 1998-1/NA:2018-10 Compressed comparison of the methodological features of DIN EN 1998-1/NA:2011-01 and E DIN EN 1998-1/NA:2018-10

Methodisches Merkmal

DIN EN 1998-1/NA:2011-01

E DIN EN 1998-1/NA:2018-10

Seismizitätsdatenbasis und Ereig­nishäufigkeiten etc.

intensitätsbasiert

magnitudenbasiert

Probabilistische Berechnung

ja

ja

Einbeziehung von Unsicherheiten nein, nur Nutzung von „best estimates“ in Ausgangsdaten (entspricht Mittelwerten)

ja, volle Einbeziehung der Unsicherheiten in Modellen und Ausgangsdaten – damit sind gewichtete arithmetische Mittelwerte sicher angebbar sowie sämtliche Quantile

Berechnung für bestimmten Untergrundtyp

nein, Berechnung für nur einen mittleren Unter­grund, der typisch für die Orte ist, aus den makroseismische Daten vorliegen, die in genutzte Parameterbeziehungen eingeflossen sind

ja, Berechnung für Festgestein mit vS30 = 800 m/s2

Ergebnisdarstellung der Berech­ nungen

als „best estimate“, entspricht Mittelwerten

Nutzung der Mittelwerte für NA; alle Quantile verfügbar

Ergebnisparametrisierung der Berech­nungen für die Erdbeben­ karte

in makroseismischen Intensitäten

in spektralen Antwortbodenbeschleunigungen für 19 Schwingungsperioden sowie makroseismischen Intensitäten – daraus wurden aus den drei größten spektralen Antwortbeschleunigungen (für T = {0,1 0,15, 0,2} s) die jeweiligen Mittelwerte ermittelt und diese im Bild NA.1 vom NA:2018 als Karte dargestellt

Umformung der Ergebnisdarstellung in einen anderen Parameter

nein, keine Umformung, lediglich Mittelwert­ ja, Zuordnung von Refe­renz-Spitzenboden­ bildung für die elastischen Design-Antwort­ beschleuni­gungen zu makroseis­mischen Intensitäten – diese sind nicht gleichzu­setzen spektren mit be­obach­teten Spitzenbodenbe­schleuni­ gungen; deterministische Ermittlung von Spek­ trumformen mittels Simulationsrechnungen

Ergebnisdarstellung: konstant in Zone oder punktgenau

konstant in Erdbebenzone

punktgenau

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Anstatt der gefährdungskonsistenten Antwortspektren (uniform hazard spectra UHS), die in [22] für beliebige Punkte innerhalb Deutschlands bereitgestellt werden, nutzt der NA:2018 die aus der Anwendung des LT berechneten Mittelwerte für die Spektralamplituden der Perioden T = 0,1 s, 0,15 s und 0,2 s, aus denen wiederum die Mittelwerte gebildet werden. Diese Berechnungen erfolgen für Festgesteinsuntergrund mit vS30 = 800 m/s (im NA:2018 bezeichnet mit dem Untergrundverhältnis A-R, d. h. der Baugrundklasse A (unverwitterte Festgesteine mit vS30 > 800 m/s und geologischer Untergrundklasse R („Fels, Festgestein“)).

Bild 2 illustriert die Vorgehensweise zur Ermittlung des Plateauwerts in den elastischen Beschleunigungsantwortspektren anhand der UHS für Aachen für die drei genutzten RP, die drei Quantile sowie die Mittelwerte.

Die Karte der so gewonnenen Plateaubereiche der Antwortspektren, Sap,R, für die mittlere Wiederholungsperiode RP = 475 a zeigt Bild NA.1 des NA:2018 (Bild 1b).

Alle Ergebnisdarstellungen fußen also prinzipiell auf mög­ lichst umfassenden Beobachtungsdaten, ohne dass Umwandlungen von resultierenden Parametern erfolgten.

Lediglich die gewonnenen spezifischen UHS wurden für die Nutzung als elastisches Beschleunigungsantwortspektrum (Bild NA.2 vom NA:2018) bez. ihrer Spektrumform den Vorgaben des EC 8 angepasst [24].

Die seismischen Lastannahmen werden, wie in [3] kurz beschrieben, punktgenau in einem Gitter von 0,01 × 0,01 Längen- bzw. Breitengraden bereitgestellt. Hierfür wird ein spezielles Interpolationsverfahren genutzt, welches auf den Daten der 16 umliegenden Berechnungspunkte im Gitter von 0,1° × 0,1 ° beruht.

2.3

Gegenüberstellung der methodischen Eigenschaften der Erdbebenkarten der beiden Nationalen Anwendungsdokumente

Zur besseren Übersicht werden in Tab. 2 die wesent­ lichen Merkmale der methodischen Besonderheiten in der Berechnung der Erdbebenkarten für den NA:2011 und den NA:2018 einander gegenübergestellt. Damit wird deutlich, dass sich Vorgehensweisen und Darstellungen der Resultate der seismischen Gefährdungsabschätzungen grundsätzlich voneinander unterscheiden. Eine In­ beziehungsetzung der Referenzwerte der Spitzenbodenbeschleunigung vom NA:2011 mit den Plateaubereichen, Sap,R, des NA:2018 stößt damit auf prinzipielle Einschränkungen.

3

Möglichkeiten, die Erdbebenkarten nach bisherigem und neuem NA in Beziehung zu setzen

Ein zentrales Element, um den NA:2011 mit dem NA:2018 in Beziehung zu setzen, stellt die Parameterrelation der makroseismischen Intensität mit der Boden­ 6

beschleunigung dar. Denn die Grundlage der Karte der Erdbebenzonen des NA:2011 ist die makroseismische Intensität und die Basis für die Karte des NA:2018 ist die physikalische Bodenbeschleunigung. Beide Parameter, die makroseismische Intensität und die physikalische Bo­ den­beschleunigung bzw. die elastische Antwort­be­schleu­ nigung, sind jedoch grundsätzlich verschieden – obwohl beide jeweils ein Maß für die Stärke von Erschütterungen des Untergrunds bei Erdbeben sind. In Abschn. 3.1 wird auf diesen Unterschied näher eingegangen, um die Grenzen der direkten Übertragbarkeit aufzuzeigen. Die Abschn. 3.2–3.5 beschreiben sodann vier Varianten, wie der NA:2011 und der NA:2018 zueinander in Beziehung gesetzt werden können.

3.1

Die makroseismische Intensität und die Zuordnung von Bodenbeschleunigungen

Die makroseismische Intensität repräsentiert eine Klassifikation der Stärke von Bodenerschütterungen während eines Erdbebens auf der Grundlage beobachteter Effekte an einem Ort, d. h. als ein repräsentativer Wert für z. B. einen Wohnort bis zur Größe einer mittelgroßen Stadt oder aber für einen Stadtteil einer Großstadt. Beobachtete Intensitäten werden als ganzzahlige Größen einer zwölfteiligen Skala erfasst. Unsichere Bewertungen werden als z. B. 6–7° angegeben, wobei keinesfalls eine Halbgradgenauigkeit impliziert wird. Lediglich im Rahmen von numerischen Prozeduren können Dezimale von Intensitäten berechnet werden. Die quantitative Stärkebestimmung von Erdbeben aus Zeiten vor der Einrichtung seismischer Stationsnetze ist nur anhand der makroseismischen Methodik möglich. Die Magnitude eines Erdbebens lässt sich makroseismisch mit in etwa derselben Unsicherheit bestimmen wie anhand von individuellen instrumentellen Aufzeichnungen. Erst die Nutzung hinreichend dichter seismischer Stationsnetze ermöglicht genauere Angaben von Magnituden. Bezüglich weiterer grundsätzlicher Informationen zur Intensität von Erdbeben sei auf ein entsprechendes Enzyklopädie-Kapitel [25] verwiesen.

Es ist unzweifelhaft, dass die beobachteten Effekte, auf denen die Intensitätsbewertungen beruhen, ein Produkt realer physikalischer Bodenbewegungsparameter sind.

Ein solcher Zusammenhang ist jedoch komplex und nur eingeschränkt anhand einfacher Korrelationen darstellbar. Versuche, die Stärke von Erdbeben und die hierbei beobachteten Effekte in Form von physikalischen Parametern wie die der beobachteten Spitzenbodenbeschleunigung PGA auszudrücken, reichen bis in das letzte Viertel des vorletzten Jahrhunderts zurück (s. Zusammen­ stellung in [26]). Zur Mitte der 1970er-Jahre lagen sodann genügend Beobachtungsdaten zu PGA vor, dass sich zeigte, dass die Streuung beobachteter PGA-Werte, aufgetragen über beobachteten Intensitätswerten, bis zu zwei Größenordnungen umfasst [27, 28]. Aus Intensitäten abgeleitete physikalische Bodenbewegungsparameter, wie PGA, haben somit eine begrenzte Aussagekraft. Aus die-

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Bild 4 Zuordnung von Intensitäten mit max. Bodenbeschleunigungen gemäß MSK-64 [31] im Vergleich zu den entsprechenden Boden­ beschleunigungen und Intensitätsintervallen der Erdbebenzonen (EBZ) 1 bis 3 nach NA:2011; zusätzlich sind die Bodenbeschleuni­ gungen gezeigt, die für die vier EBZ nach der Erdbebenzonenkarte der DIN 4149:1981 [14] gelten Assignment of intensities with maximum ground accelerations according to MSK-64 [31] in comparison with the corresponding soil accelerations and intensity intervals of the earthquake zones (EBZ) 1 to 3 of the NA:2011; in addition, the ground accelerations are shown which are valid for the four EBZ of the earthquake zone map of DIN 4149:1981 [14]

Bild 3 Zusammenstellung „historischer“ empirischer Beziehungen zwischen Bodenbeschleunigungen und makroseismischen Intensitäten bis 1977, ergänzt, nach Grünthal [26] – bez. der Referenzen der dargestellten Relationen, die in der Legende genannt sind, sei auf [26] verwiesen; die Daten zu 15 nach Shebalin [28] geben mit a die untere und mit b die obere Grenze an, mit 20 wird nach Ambraseys [27] die seinerzeit zu erwartende max. mögliche Bodenbeschleunigung benannt; in Rot sind zusätzlich die Referenz-Bodenbeschleunigungen der Erdbebenzonen des NA:2011 für die jeweiligen Intensitätsintervalle eingetragen, die für die Erdbebenzonen gelten; 13 bezeichnet die Beschleunigungszuordnung zu Intensitäten gemäß der makroseismischen Skala MSK-64 [31] Compilation of “historical” empirical relationships between soil accelerations and macroseismic intensities until 1977, supplemented, according to Grünthal [26] – regarding the references of the shown relations, which are mentioned in the legend, please refer to [26]; the data for 15 according to Shebalin [28] indicate the lower limit with a and the upper limit with b; named with 20, the max. possible soil acceleration to be expected at that time according to Ambraseys [27]; the reference soil accelerations of the earthquake zones of NA:2011 for the respective intensity intervals that apply to the earthquake zones are added to the original figure in red; 13 denotes the acceleration assignment to intensities according to the macroseismic scale MSK-64 [31]

sem Grunde wurde für die Europäische Makroseismische Skala, EMS-98 [29], davon abgesehen, den Intensitäts­ graden Werte von PGA zuzuordnen ([29], S. 54 f.), was in früheren Skalen verschiedentlich üblich war. Bezüglich des Kernteils der EMS-98 sei auf dessen deutsche Übersetzung verwiesen [30].

Eine Zusammenstellung empirischer Beziehungen zwischen Bodenbeschleunigungen und makroseismischen Intensitäten, die bis 1977 publiziert wurden, zeigt Bild 3.

Hier sind zusätzlich die Referenz-Bodenbeschleunigungen vom NA:2011 (Tab. 1), welche unverändert von der DIN 4149 von 2005 [15] übernommen und bereits Ende der 1990er-Jahre im Rahmen der Normenausschussarbeiten entwickelt wurden, für die zugehörigen jeweiligen Intensitätsintervalle eingetragen. Es ist ersichtlich, dass diese Normenwerte im unteren Bereich damals veröffentlichter empirischer Beziehungen liegen. Sie entsprechen recht gut dem wiederum unteren Bereich von Beschleu­ nigungswerten der seinerzeit auch in Deutschland weit verbreiteten makroseismischen Skala MSK-64 (nach Medvedev, Sponheuer und Kárník [31]), deren Beschleunigungszuordnung zu Intensitäten im Bild mit den mit 13 gekennzeichneten Graphen angegeben ist.

Den Bereich der Zuordnung von Intensitäten zu max.

Bodenbeschleunigungen gemäß MSK-64 im Vergleich mit den entsprechenden Zuordnungen von Bodenbeschleunigungen zu entsprechenden Intensitätsintervallen der Erdbebenzonen (EBZ) 1–3 nach NA:2011 zeigt Bild 4. Auch hier wird deutlich, dass die Bodenbeschleunigungen in den EBZ des NA:2011 recht gut dem unteren Wertebereich gemäß MSK-64-Skala entsprechen. Zusätzlich sind in Bild 4 die Bodenbeschleunigungen dargestellt, die für die vier EBZ nach der Erdbebenzonenkarte der DIN 4149:1981 [14] gelten. Diese Erdbebenzonen­ karte war bis 2005 normungsrelevant. Die Ähnlichkeit in

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liefern. Daher wird auf diese im entsprechenden Beitrag in der o. g. Enzyklopädie [25] explizit hingewiesen.

Zudem beruhen auf dieser Relation intensitätsbasierte Erdbebengefährdungskarten, die im Rahmen der Neueinschätzung der Erdbebengefährdung für die Schweiz [35] gewonnen wurden.

Die Bodenbeschleunigungen agR der EBZ des NA:2011 weisen signifikant kleinere Werte als die PGA auf, die nach der Relation nach Faenza und Michelini [33] zu erwarten wären. Noch größer ist die Differenz bezüglich der PGA gemäß Wald et al. [32].

3.2

Bild 5 Auswahl modernerer empirischer Relationen zwischen max. Bodenbeschleunigungen PGA und Intensitäten nach Wald et al. [32] und Faenza und Michelini [33] mit ihren Unsicherheitsbereichen im Vergleich mit den agR-Werten der drei EBZ des NA:2011 Selection of more modern empirical relations between max. soil accelerations PGA and intensities according to Wald et al. [32] and Faenza and Michelini [33] with their uncertainty ranges in comparison with the agR values of the three EBZ of NA:2011

der Zuordnung zwischen den genannten Parametern in beiden Normengenerationen ist auffällig.

Modernere empirische Relationen zwischen max. Bodenbeschleunigungen (PGA) und Intensitäten zeigt Bild 5.

Auch hier sind die zugehörigen Werte der drei EBZ des NA:2011 ergänzt. Das Bild beschränkt sich auf die zwei gebräuchlichsten Relationen mit ihren Unsicherheitsbereichen. Die Relation nach Wald et al. [32] wird hauptsächlich in den USA und die Beziehung nach Faenza und Michelini [33], die auf italienischen Daten beruht, in Europa angewandt. Hinzuweisen ist darauf, dass erstere Relation [32] auf Werten nach der Modified-Mercalli- (MM) Skala von 1993 beruht, letztere [33] auf Daten nach der Mercalli-Cancani-Sieberg- (MCS) Skala von 1932 und die Intensitäten der EBZ auf der MSK-64-Skala von 1965 [31]. Weiteres zu den genannten Skalen, wie MM, MCS und MSK, in [25, 26].

Intensitätsbewertungen nach den genannten Skalen sind jedoch nach Musson et al. [34] hinreichend äquivalent, sodass die vorgenommenen Vergleiche zulässig sind. Unterschiede zwischen den Skalen bestehen insbesondere in der Güte und dem Gewicht subjektiver Faktoren in der Bestimmung von Intensitäten. Diese Aussagen gelten insbesondere auch für eine Einbeziehung von Intensitätswerten anhand der EMS-98 [29], auf der Resultate im Rahmen der Neueinschätzung der Erdbebengefährdung Deutschlands [3, 4] beruhen.

Trotz der prinzipiellen Unschärfe in Beziehungen zwischen Intensitäten und PGA scheint die Relation nach Faenza und Michelini [33] recht brauchbare Resultate zu 8

Weg 1: direkter Vergleich intensitätsbasierter Erdbebengefährdungskarten

Eine direkte Möglichkeit des Vergleichs alter und neuer Einschätzung der Erdbebengefährdung für die NA besteht in der Heranziehung der intensitätsbasierten Berechnungen im Rahmen beider Vorhaben, d. h. der Resultate von 1996 [10] und der von 2018 [3, 4]. Da es absehbar war, dass der Vergleich der neuen mit der alten Berechnung von Interesse sein würde, ist, wie in der Einführung erwähnt, eine intensitätsbasierte Karte auch anhand des neuen Berechnungsmodells bereits erstellt und in [3, 4] publiziert worden. Diese intensitätsbasierte Karte diente auch der Plausibilitätskontrolle des neuen Berechnungsmodells, denn sie beruht auf demselben Berechnungs­ modell wie die beschleunigungsbasierten Karten. Im vorliegenden Aufsatz werden diese Karten als Bilder 6a, 6b gezeigt, jedoch nur für den relevanten Ausschnitt, in dem Erdbebenzonen definiert sind bzw. eine für normale Hochbauten relevante Erdbebengefährdung existiert. Die geringeren Intensitäten in den Hauptbebengebieten anhand der Neueinschätzung werden in beiden genannten Veröffentlichungen bereits klar herausgestellt.

Entsprechend der Definition der Erdbebenzonen für den NA:2011 (Tab. 2) wurde aus Bild 6a die Karte der Erdbebenzonen dieses NA erstellt (Bild 6c). In analoger Weise wurde die Karte nach der Neueinschätzung (Bild 6b) umgewandelt und Bild 6d generiert. Diese Inbeziehung­ setzung alter und neuer Berechnung der Erdbebengefährdung stellt den einzigen direkten Weg dar.

3.3

Weg 2: Darstellung einer Zonenkarte mit den agR-Werten des NA:2011 für entsprechende Konturen der agR-Karte gemäß NA:2018

Die Sap,R-Karte kann nach der Gleichung NA.1 laut NA:2018 in eine agR-Karte überführt werden, indem die Sap,R-Werte durch 2,5 dividiert werden. Im Gegensatz zu einer solchen einfachen Division variiert dieser Faktor, wenn das Verhältnis vom Plateau der Antwortbeschleu­ nigung zu PGA für RP = 475 a betrachtet wird. Innerhalb des Untersuchungsgebiets liegt dieser Faktor generell unter 2,5 (Abschn. 3.4). Das heißt, die tatsächlichen PGAWerte sind generell größer als die durch Division durch

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Bild 6 Vergleich intensitätsbasierter Erdbebengefährdungskarten Deutschlands (Ausschnitt für das Gebiet mit Erdbebenzonen): a) Karte nach der Veröffent­ lichung von 1996 [10] für den NA:2011, b) Karte nach der Neueinschätzung von 2018 [3, 4], c) Darstellung der obigen Karte (a) entsprechend der Defini­ tion der Erdbebenzonen für den NA:2011 (Tab. 2), d) Karte nach der Neueinschätzung (b), dargestellt analog wie Karte (c) Comparison of intensity-based earthquake hazard maps of Germany (section for the area with earthquake zones): a) map after publication of 1996 [10] for NA:2011, b) map after reassessment of 2018 [3, 4], c) display of the above map (a) according to the definition of earthquake zones for NA:2011 (Tab. 2), d) map after the reassessment (b), displayed analogously to map (c)

2,5 erhaltenen agR-Werte. Dieser Effekt ist in Gebieten geringer Gefährdung stärker ausgeprägt als in Gebieten höherer Gefährdung.

Bild 7 zeigt die agR-Karte im Farbcode der bisherigen Norm NA:2011, die aus der Sap,R-Karte durch o. g. Divi­ sion erstellt wurde. Hierbei werden, wie in der bisher genutzten Erdbebenzonenkarte, die agR = 0,4-m/s2-Kontur als Begrenzung der Zone 1 sowie die Konturen bei agR = 0,6 m/s2 und agR = 0,8 m/s2 als Begrenzungen der Zonen 2 bzw. 3 dargestellt. Die Erstreckung der Zone 0 anhand der Karte von Bild 7 entspräche in etwa der 0,6-m/s2-Kontur in der Sap,R-Karte, da Sap,R = 0,6 m/s2 dividiert durch 2,5 agR = 0,24 m/s2 als deren äußere Begrenzung ergibt. Anhand der so gewonnenen Karte fiktiver

Erdbebenzonen würden im Südwesten Deutschlands im Vergleich zur Karte der Erdbebenzonen des NA:2011 (Bild 6c) etliche Gebiete der Zone 1 wegfallen (z. B. im nördlichen Oberrheingraben und zwischen Altmühl und Donau). Zone 2 würde sich weiter nach Norden entlang des Rheins ausdehnen, allerdings am Hochrhein fast völlig entfallen, sowie gänzlich nördlich des Bodensees.

Zone 3 würde in der Umgebung von Basel ein kleineres Gebiet einnehmen, jedoch fiele sie in einer Umgebung der Albstadt-Herdzone größer aus.

Ein Mangel in der Vorgehensweise zur Erstellung des Bilds 7 besteht darin, dass hier Zuordnungen von Referenzwerten der Bodenbeschleunigung agR zu makroseismischen Intensitäten Anwendung finden, die unzurei-

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Bild 7 Darstellung der mittels Division durch 2,5 aus der Sap,R-Karte erstellten agR-Karte im Farbcode (FC) der bisherigen Norm NA:2011; die 0,4-m/s2-Kontur der agR-Karte entspricht wie im NA:2011 der unteren Begrenzung der Zone 1, die Konturen bei 0,6 m/s2 und bei 0,8 m/s2 den unteren Begrenzungen der Zonen 2 und 3 Representation of the agR map created by division through 2.5 from the Sap,R map in the colour code (FC) of the previous NA:2011; the 0.4 m/s2 contour of the agR map corresponds, as in NA:2011, to the lower boundary of zone 1, and the contours at 0.6 m/s2 and at 0.8 m/s2 correspond to the lower boundaries of zones 2 and 3, respectively

chend durch Fakten anhand von Beobachtungsdaten bzw. gut belegten empirischen Beziehungen begründet sind.

Die den makroseismischen Intensitäten zugeordneten agR-Werte des NA:2011 sind im Vergleich zu den bei solchen Intensitäten real beobachteten PGA-Werten relativ klein (Abschn. 3.1). Das wird nur zu einem Teil und hauptsächlich in Gebieten geringerer Gefährdung dadurch kompensiert, dass die näherungsweise Bestimmung der PGA aus Sap,R mittels einfacher Division durch 2,5 den realen PGA-Wert unterschätzt. Werden nun die (gemessen an den zugehörigen Intensitäten zu geringen) agR-Werte als Grenzen fiktiver EBZ in einer Karte für PGA verwendet, wird sich eine Überschätzung der Gefährdung, insbesondere in Gebieten mit höheren PGA, ergeben.

3.4

Weg 3: Nutzung einer empirischen Beziehung zwischen Intensität und PGA zur Überführung der Karte des NA:2018 in eine intensitätsbasierte Karte gemäß NA:2011

Eine weitere Möglichkeit, die Karte des NA:2018 in eine intensitätsbasierte Karte gemäß NA:2011 zu überführen, bietet die Nutzung einer geeigneten empirischen Beziehung zwischen PGA und makroseismischen Intensitäten.

Wie oben bereits erwähnt, erscheint hierfür die entsprechende empirische Beziehung nach Faenza und Michelini [33] als geeignet. In Bild 8a ist die entsprechende intensitätsbasierte Karte wiedergegeben, die direkt aus der An10

wendung der Relation aus [33] auf die PGA-Karte als Bestandteil der Neueinschätzung der Erdbebengefährdung Deutschlands folgt, d. h. die Karte von Fig. 8–10 nach [6] für RP = 475 a und für Mittelwerte. Die Karte von Bild 8a ist auch hier gemäß der Definition der Erdbebenzonen vom NA:2011 dargestellt. Es ist auffällig, dass die so gewonnene Karte fiktiver Erdbebenzonen deutlich kleinere Zonengebiete ausweist. Im Vergleich mit der Karte des NA:2011 fallen die Intensitäten sogar flächendeckend kleiner oder höchstens gleich aus: EBZ 3 entfällt völlig, Zone 2 ist lediglich im Albstädter Herdgebiet sowie in einem Areal mit sehr geringer Ausdehnung südöstlich von Aachen ausgewiesen. Am Bodensee und Hochrhein wird die EBZ 2 aus NA:2011 durch Zone 0 ersetzt, weite Teile des nördlichen Oberrheins sind nun ohne EBZ und auch die Erdbebenzonen im Osten des Landes entfallen fast vollständig. Analoges gilt im Vergleich mit den Zonen, die aus der primären intensitätsbasierten Gefährdungskarte abgeleitet wurden, die direkt aus dem Berechnungsmodell folgt (Karte von Bild 6d). Sie fallen auf dem größten Teil der Fläche um wenigstens eine Erdbebenzone geringer aus.

Ein solches Resultat ist allerdings zu erwarten angesichts der Anwendung der Relation nach Faenza und Michelini [33] auf eine Karte, die für Festgestein mit vS30 = 800 m/s berechnet wurde, wohingegen die Karte von Bild 6d für einen mittleren Untergrund gilt, der typisch für die Orte im Untersuchungsgebiet ist, aus denen makroseismische Beobachtungen vorliegen. Hier liegen zum allergrößten Teil signifikant weichere Untergründe vor als solche, für die vS30 = 800 m/s gilt. Systematische Untersuchungen zur Charakterisierung der vS30-Werte liegen für Deutschland nicht vor.

Betont sei, dass intensitätsbasierte seismische Gefährdungskarten typischerweise für die mittleren Untergründe der jeweiligen Untersuchungsgebiete berechnet werden. Eine Intensitätskorrektur bezüglich des Untergrunds wird in den Guidelines zur Anwendung der makroseis­ mischen Skala EMS-98 [29, S. 29–30] ausdrücklich ab­ gelehnt. Ein solches Vorgehen würde dem grundlegenden Prinzip der makroseismischen Intensität widersprechen, ein Maß für die beobachteten Effekte bei einem Erdbeben zu sein. Das zeigt eine begrenzte praktische Relevanz der Anwendung der Relation nach Faenza und Michelini [33] für berechnete PGA, die ausschließlich für Festgestein gelten.

Eine physikalische Größe, die den Werten von PGA entsprechen sollte, ist der Parameter agR, der gemäß Gleichung NA.1 des NA:2018 direkt aus Sap,R folgt, indem Sap,R, durch den effektiven Überhöhungsfaktor 2,5 dividiert wird. Die Anwendung der empirischen Relation nach Faenza und Michelini [33] auf die agR-Werte zeigt Bild 8b. Auch hier werden die relativ geringen Intensitäten deutlich, die in Form fiktiver Erdbebenzonen für Festgesteinsuntergrund dargestellt sind. Jedoch hat die Karte in Bild 8b eine besondere Relevanz für den Gegenstand der vorliegenden Arbeit, Beziehungen zwischen den Erd-

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Bild 8 Intensitätsbasierte probabilistische Karten IFM10 für RP = 475 a und für Mittelwerte, die aus der Anwendung der Relation nach Faenza und Michelini [33] auf Karten für PGA- sowie agR-Werte folgen und gemäß der Definition der Erdbebenzonen des NA:2011 dargestellt sind: a) Karte für IFM10 abgeleitet aus PGA als Bestandteil der Neueinschätzung der Erdbebengefährdung Deutschlands nach [3, 4], b) IFM10-Karte erstellt aus den agR-Werten, die sich aus der Sap,R-Karte mittels Division durch 2,5 ergibt Intensity-based probabilistic maps IFM10 for RP = 475 a and for mean values resulting from the application of the Faenza and Michelini [33] relation on maps for PGA and on a map of agR, presented according to the definition of earthquake zones of the NA:2011: a) map of IFM10 derived from PGA as part of the reassessment of the earthquake hazard of Germany according to [3, 4], b) map of IFM10 produced from the agR values resulting from the Sap,R map by dividing by 2.5

bebenkarten nach NA:2011 und NA:2018 zu diskutieren, da die Karte in Bild 8b direkt aus der Karte des NA:2018 folgt.

3.5

Zu Bild 8b ist jedoch einschränkend zu bemerken, dass die Relation von Faenza und Michelini [33] ausdrücklich auf PGA-Werten beruht und damit formell Bild 8a die Präferenz gebührt. Andererseits birgt die Nutzung der agR-Werte als Ausgangspunkt den Vorteil, dass hierbei Daten direkt aus dem NA herangezogen werden.

Bereits im Abschn. 3.4 wurde auf die eingeschränkte Rele­vanz intensitätsbasierter Karten hingewiesen, sofern sie anhand einer empirischen Relation gewonnen wurden, in die für Festgestein geltende physikalische Erschütterungsparameter einfließen. Eine solche Herangehensweise hat wenig gemein mit dem Grundprinzip der makroseismischen Intensität, ein Maß für beobachtete Effekte zu sein. In diese Effekte fließen immer auch die kon­ kreten Verhältnisse zum geologischen Untergrund bzw.

Baugrund ein. Daher soll im Folgenden diskutiert werden, welche Differenzen die Karten der Bilder 8a, 8b zur intensitätsbasierten PSHA-Karte (Bild 6b bzw. 6d) zeigen bzw. wie die Karten von Bild 8 ggf. zu modifizieren wären, um tatsächlichen Untergrundverhältnissen näher zu kommen.

Aus dem Vergleich der beiden Kartenbilder (Bilder 8a, 8b) wird deutlich, dass die auf den agR-Werten basierende Intensitätskarte geringfügig kleinere Werte zeigt als das Kartenbild, das aus PGA gewonnen wurde. Zur Erklärung dieses Unterschieds wird für jeden der 4 114 Punkte, an dem Sap,R und PGA innerhalb Deutschlands berechnet wurden, d. h. an den entsprechenden Punkten des Gitters von 0,1° × 0,1° geografischer Länge und Breite, das Verhältnis von Sap,R zu PGA gebildet. Bild 9 zeigt diese Verhältniswerte. Sie reichen von 1,82 bis 2,47. Ihr Mittel liegt bei 2,23. Werden nur die gefährdungsrelevanten Werte für Sap,R ≥ 0,6 m/s2 (an 1 084 Punkten) für die Mittelwertbildung berücksichtigt, ergibt sich als Mittelwert 2,32, d. h. ein kleinerer Wert als β0 = 2,5 in den NA. Somit erklärt sich, dass die über agR bestimmten Intensitäten kleinere Werte aufweisen als die direkt aus PGA ermittelten.

Hier stellt sich die Frage, ob in der Norm künftig der tatsächliche, also etwas kleinere Wert für β0 Anwendung finden sollte.

Weg 4: Anpassung der aus PGA und agR ermittelten intensitätsbasierten Karten auf mittlere Untergrund­ bedingungen

Hierzu wurden die Differenzen zwischen den Karten der Bilder 6b, 8a in Abhängigkeit von den Intensitätswerten IFM10 nach der empirischen Relation von Faenza und Michelini [33] ermittelt. Danach ergibt sich für die kumulativen Mittelwerte bei IFM10 = 6,0 eine Intensitätsdifferenz von 0,47.

Um die Karte von Bild 8a, die für einen angenommenen durchgängigen Festgesteinsuntergrund gilt, in erster Näherung auf einen mittleren tatsächlichen Untergrund anzupassen, können die im Bild dargestellten Intensitäten um den gerundeten Differenzwert von 0,5 erhöht werden

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Bild 9 Quotient aus Sap,R und PGA für jeden der 4 114 Datenpunkte im 0,1° × 0,1° Gitter geografischer Länge bzw. Breite, an denen beide Werte berechnet wurden; der Sap,R-Wert von 0,6 m/s2 ist hervor­ gehoben Quotient of Sap,R and PGA for each of the 4 114 data points in a grid of 0.1° × 0.1° longitude and latitude, respectively, where both Sap,R and PGA were computed; the value of Sap,R of 0.6 m/s2 is indicated

Bild 10 Anpassung der für einen durchgängigen Festgesteinsuntergrund geltenden Daten (PGA) von Bild 8a (IFM10) an einen mittleren tatsächlichen Untergrund durch Erhöhung der Ausgangsintensitäten für Festgestein um den Differenzwert von 0,5 Adjustment of the data (PGA) applicable to a continuous solid rock subsoil from Fig. 8 (IFM10) to a mean actual subsoil by increasing the initial intensities for solid rock by the difference value of 0.5

bzw. die fiktiven Erdbebenzonen, die mit 0,5°-Schritten definiert sind, um jeweils einen Wert erhöht werden. Die so gewonnene Karte (Bild 10) stellt also eine zumindest grobe Variante einer Übertragung auf Verhältnisse für mittleren Untergrund dar. Jedoch folgt hier anhand der Addition des konstanten Betrags von 0,5 infolge der ermittelten Intensitätsabhängigkeit der Differenz eine un­ realistische Überbewertung der höheren Intensitätsbereiche. Zur Karte von Bild 10 ist allerdings zu betonen, dass sie nicht als unabhängig angesehen werden kann, da sie von der direkt berechneten intensitätsbasierten PSHA, d. h. der Darstellung in Bild 8a, abhängt.

Die mittleren vS30-Werte für Ortslagen in Deutschland dürften signifikant kleiner sein als die vS30 von 600 m/s, die für die Orte der Schweiz gelten. Obwohl die Ausgangsdaten in beiden Untersuchungsgebieten völlig unterschiedlich sind, scheint es nicht unplausibel, dass sich ähnliche Werte ergeben können; dass diese jedoch gleich sind, ist als Zufall anzusehen.

Analog gingen Wiemer et al. [35] für die Schweiz vor, um eine intensitätsbasierte Gefährdungskarte aus der Umwandlung ihrer PGA-Karte durch Anwendung der empirischen Relation von Faenza und Michelini [33] zu generieren. Ihre PGA-Karte wurde für einen Festgesteinsuntergrund von vS30 = 1 105 m/s berechnet. Für die Orte in der Schweiz nahmen sie nach Auswertung einschlägiger Literatur einen mittleren Untergrund von vS30 = 600 m/s an.

Entsprechend den vS30-Unterschieden beschreiben sie eine Intensitätsdifferenz von 0,47 bezüglich beider Untergrundtypen. Um die Verhältnisse für den dortigen mittleren Untergrund abzubilden, wenden auch sie den gerundeten Differenzwert von 0,5 an.

Auffälligerweise ist der Verschiebungsbetrag von 0,47 In­ ten­sitätseinheiten, wie er für das Schweizer Projekt an­ gewandt wurde, derselbe, der auch als Mittelwert der kumu­ lativen Differenzen für IFM10 ≥ 6,0° anhand der Daten aus Deutschland ermittelt worden ist. Zudem erfolgten die Berechnungen für die Neueinschätzung der Erd­ bebengefährdung Deutschlands für vS30 = 800 m/s.

12

Die fiktiven Erdbebenzonen in Bild 10 stimmen erstaunlich gut mit denen der intensitätsbasierten Rechnung (Bild 6d) überein. Die Zone 2 überdeckt in Bild 10 jedoch in einem schmalen Streifen zusätzliche Gebiete im mittleren Teil des Oberrheingrabens direkt am Rhein. Zone 3 mit Albstadt im Zentralteil fällt in Bild 10 größer aus.

Wie bereits für Bild 8 erwähnt, ist auch die Karte von Bild 10 nicht als unabhängig zu betrachten, da sie von der direkten intensitätsbasierten PSHA, d. h. der Darstellung in den Bildern 6b, 8a, abhängen.

4

Weitere ingenieurseismologische Merkmale nach bisherigem und neuem NA

Obwohl hier mögliche Beziehungen zwischen den Erd­ bebenkarten nach bisherigem und neuem Nationalen Anhang zum Eurocode 8 im Mittelpunkt stehen, d. h. die Erdbebenzonenkarte nach DIN EN 1998-1/NA:2011-01 und die Karte der spektralen Antwortbodenbeschleu­ nigungen nach E DIN EN 1998-1/NA:2018-10, sollen der Vollständigkeit halber zwei weitere ingenieurseis­ mo­ lo­ gische Merkmale Erwähnung finden. Das sind die Konturlinie bei Sap,R = 0,6 m/s2 im Bild NA.1 des NA:2018 sowie der Vergleich der elastischen Beschleunigungsant-

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sind – am Maßstab historischer Beobachtungszeiträume – schadenverursachende Intensitäten nicht auszuschließen.

Daher wird für die Zone 0 zumindest empfohlen, für Bauwerke höherer Bedeutungskategorien den Festlegungen bzw. Regeln für Zone 1 zu folgen [18].

Bild 11 Vergleich der Erdbebenzonenkarte des NA:2011 mit der Konturlinie bei Sap,R = 0,6 m/s2 im Bild NA.1 vom NA:2018; mit der Konturlinie wird im NA:2018 festgelegt, dass für elastische Antwortbeschleunigungen Sap,R < 0,6 m/s2 die Norm für übliche Hochbauten aller Bedeutungskategorien i. d. R. nicht angewendet werden muss; der Verlauf der Konturlinie stimmt in weiten Teilen des Anwendungsgebiets mit der oberen Begrenzung der Erdbebenzone 0 des NA:2011 überein Comparison of the earthquake zone map of NA:2011 with the contour line at Sap,R = 0.6 m/s2 in Fig. NA.1 of NA:2018; the contour line is used in NA:2018 to specify that for elastic response accelerations Sap,R < 0.6 m/s2, the building code does not normally have to be applied for usual building structures of all importance categories; the course of the contour line corresponds in large parts of the application area with the upper boundary of the earthquake zone 0 of NA:2011

wortspektren nach bisherigem und neuem NA für ausgewählte Orte.

4.1

Konturlinie bei Sap,R = 0,6 m/s2 im Bild NA.1 vom NA:2018

Die Konturlinie bei Sap,R = 0,6 m/s2 im Bild NA.1 vom NA:2018 unterteilt das Anwendungsgebiet des NA in Regionen, in denen die Beschleunigung für das Gefährdungsniveau von RP = 475 a entweder größer oder kleiner als der genannte Sap,R-Wert ist. Im NA:2018 ist festgelegt, dass für elastische Antwortbeschleunigungen Sap,R < 0,6 m/s2 die Norm für übliche Hochbauten aller Bedeutungskategorien i. d. R. nicht angewendet werden muss. Dem genanntem Sap,R-Wert entspricht ein agR = 0,24 m/s2, was nach den Festlegungen für den NA:2011 einem unteren Wert der Erdbebenzone 0 gleich käme. In der Tat stimmt der Verlauf der Konturlinie in weiten Teilen des Anwendungsgebiets mit der äußeren Begrenzung der Erdbebenzone 0 des NA:2011 ausgesprochen gut überein (Bild 11).

Die Erdbebenzone 0 des NA:2011 wurde eingeführt, um für Standorte sicherheitsrelevanter Bauwerke außerhalb der Zone 1 für das Referenz-Gefährdungsniveau von RP = 475 a auf ein entsprechendes seismisches Gefährdungspotenzial hinzuweisen. In Zone 0 werden laut NA zwar keine Erdbebenvorkehrungen gefordert, jedoch

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Bezüglich der Forderungen in beiden NA, bis zu welchen seismischen Lastannahmen Erdbebenvorkehrungen zu treffen sind (im NA:2011 bis zum agR-Wert von 0,4 m/s2, was einem Sap,R-Wert von 1,0 m/s2 entspräche), besteht in der Tat eine Vergrößerung dieses Gebiets. Diese Vergrößerung geht jedoch nicht auf erhöhte Werte seitens der Neueinschätzung der Erdbebengefährdung zurück.

Zumindest sind die agR-Werte des vergrößerten Gebiets nach NA:2018, wie erläutert, nicht größer als diejenigen der bisherigen Erdbebenzone 0, womit sich eine weitgehende Kongruenz ergibt. Wollte man im NA:2018 jedoch völlig analog zum NA:2011 vorgehen, müsste die Begrenzung des Gebiets, in dem Erdbebenvorkehrungen zu treffen sind, beim o. g. Sap,R-Wert von 1,0 m/s2 liegen.

4.2

Beschleunigungsantwortspektren nach bisherigem und neuem NA

Angesichts der Verschiedenartigkeit in der Berechnung und Anwendung der Beschleunigungsantwortspektren nach bisherigem und neuem NA, welche in den Abschn. 2, 3.1 dargestellt werden, ist mit dementsprechenden Unterschieden in den Spektren zu rechnen. Hier sollen lediglich beispielhaft für zwei typische Orte die Spektren miteinander verglichen werden. Ausgewählt wurden Tübingen in der EBZ 3 und Nördlingen in der EBZ 1. Bild 12 zeigt den Vergleich der elastischen Antwortspektren nach NA:2011 und nach NA:2018 sowie die berechneten Amplituden des Antwortspektrums gemäß [3, 4, 8]. Links neben der Spektraldarstellung findet sich die Ordinate für die agR- bzw. PGA-Werte.

Der agR-Wert für Tübingen von 1,01 m/s2 wird aus dem Sap,R-Wert von 2,53 m/s2 nach der seit Februar 2017 online geschalteten interaktiven Plattform zur Abfrage der elastischen Antwortspektren [8] aus der Division durch 2,5 erhalten. Dieser Wert ist aufgrund der neuen Herangehensweise natürlich größer als ein auf ein unteres Intervall einer Zone orientierter Wert, wenn der entsprechende Ort nicht auf der Intervallgrenze liegt, und dieser zudem, wie oben erläutert, nicht auf konkreten Beobachtungen, wie die Karte des NA:2018, beruht. Wie das Beispiel zeigt, hat die Wahl der agR-Werte des NA:2011, d. h. die Einhängewerte für die Spektren, einen entscheidenden Einfluss auf die sich ergebenden Unterschiede. Der Plateaubereich ist nach NA:2018 deutlich schmaler als nach dem bisherigen NA:2011. Die berechneten Amplituden des Antwortspektrums sind für Schwingungsperioden T ≥ 0,2 s kleiner als die nach der Spektralform des NA:2018.

Während sich für Tübingen gemäß NA:2018 höhere Plateauwerte ergeben, sind diese für Nördlingen kleiner.

Dies trifft auch auf die agR-Werte zu.

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Bild 12 Vergleich der elastischen Antwortspektren nach NA:2011 (blau) und nach NA:2018 (rot) für Festgesteinsuntergrund A-R; ebenso dargestellt sind die berechneten Amplituden des Antwortspektrums (AWS) bei bestimmten Perioden als schwarze Punkte gemäß [3, 4 bzw. 22]; zusätzlich werden die zugehörigen agR-Werte für eine gegen null gehende Periode auf einer separaten Ordinate aufgetragen; a) Darstellung für Tübingen, b) Darstellung für Nördlingen Comparison of the elastic response spectra according to NA:2011 (blue) and NA:2018 (red) for rock soil conditions A-R; also shown are the calculated amplitudes of the response spectrum (AWS) as black points according to [3, 4 and 22]; in addition, the corresponding agR values for a period approaching zero are depicted on a separate ordinate; a) depiction for Tübingen, b) depiction for Nördlingen

5

Diskussion, Bewertung und Zusammenfassung

Zur Inbeziehungsetzung der Erdbebenkarten vom NA:2011 und vom NA:2018 erweist es sich als zweckmäßig, die Spezifika ihrer jeweiligen Berechnung und Darstellungsform gegenüberzustellen (Abschn. 2). Diese sind derart unterschiedlich, dass ein Vergleich beider Erdbeben­ karten nur bedingt und insbesondere nicht auf direktem Wege möglich ist.

Als erste vorgestellte Variante der Inbeziehungsetzung beider Erdbebenkarten (Bild 6) wird anhand des Berechnungsmodells, das der Erstellung der Karte der Erdbebengefährdung für den NA:2018 zugrunde liegt, eine intensitätsbasierte Gefährdungskarte herangezogen (Bild 6b) und in derselben Form in Erdbebenzonen dargestellt (Bild 6d) wie für den NA:2011. Die Karte des NA:2011 (Bild 6c) und die Karte von Bild 6d zeigen eine gute strukturelle Übereinstimmung, jedoch mit signifikant gerin­ geren Intensitäten nach der Neueinschätzung der Erd­ bebengefährdung. Einschränkend ist zu dieser Variante darauf hinzuweisen, dass eine solche intensitätsbezogene Erdbebenzonenkarte keinen direkten Bezug zur Karte des NA:2108 aufweist.

Die zweite Variante (Bild 7) gründet sich direkt auf die Karte des NA:2018. Diese wurde in agR umgewandelt und gemäß der Definition der Erdbebenzonen des NA:2011 dargestellt. Eine Einschränkung bez. dieser Vorgehensweise besteht jedoch darin, dass die Karte von Bild 7 letztlich auf beobachteten Beschleunigungsdaten beruht und damit nicht auf den in spezieller Weise für den NA:2011 bzw. bereits für die DIN 4149 von 2005 [15] gewählten Referenzwerten für die Spitzenbodenbeschleunigung. Da letztere deutlich geringer sind als die beobachteten (Abschn. 3.1), ergibt sich eine gebietsweise Überschätzung in den Beschleunigungsdaten gemäß Bild 7.

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Die dritte hier behandelte Variante nutzt die empirische Beziehung zwischen PGA und makroseismischen Inten­ sitäten nach Faenza und Michelini [33]. Diese wurde zum einen konform mit o. g. Autoren auf PGA angewandt (Bild 8a) und schließlich aber auch auf die agR-Werte (Bild 8b), die aus der Karte des NA:2018 gewonnen wurden. Da die verwandte empirische Beziehung als relativ zuverlässig angesehen werden kann, sollte beiden intensitätsbasierten Karten ein entsprechender Stellenwert zugesprochen werden können. Hier ist jedoch einschränkend zu betonen, dass die Karten von Bild 8 die Verhältnisse für Festgestein widerspiegeln. Solche intensitätsbasierten Karten stehen im Widerspruch zur Definition der makroseismischen Intensität, die sich auf beobachtete Effekte bezieht, in die die konkreten Untergrundbedingungen einfließen. Ein Ausblenden dieser Untergrundbedingungen durch die Reduzierung von Intensitäten auf Fest­gesteins­ bedingungen sollte gemäß [29] vermieden werden.

Als vierte vorgestellte Variante wird schließlich die intensitätsbasierte Karte von Bild 8a bez. der Untergrundbedingungen, wie oben diskutiert, in erster Näherung korrigiert, um möglichst die erwarteten Effekte bez. der konkreten Untergrundbedingungen abzubilden. Hier konnte als Korrekturterm eine einfache Addition der Karte von Bild 8a mit dem Wert von 0,5 abgeleitet werden. Eine analoge Korrektur fand für das entsprechende Vorhaben für die Schweiz [35] Anwendung.

Sollten die Karten nach den vier Varianten einem gewissen Ranking unterzogen werden, wäre also den Karten nach dem Weg 1 und nach dem Weg 4 die größte Relevanz zuzuweisen.

Wie aufgezeigt werden konnte, besitzen diese Varianten ihre Vor- und Nachteile. Eines ist diesen Varianten jedoch gemein: sie belegen, abgesehen von kleinräumigeren Va-

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riationen und gewissen methodisch bedingten systematischen Abweichungen sowohl zu kleineren als auch zu größeren Werten, eine weitgehende Übereinstimmung in der Abschätzung der erwarteten seismischen Lastannahmen für das betrachtete Gefährdungsniveau nach bisheriger [10] und neuer Einschätzung der Erdbebengefährdung [3, 4]. Die erwähnte Persistenz in den Resultaten der Erd­ bebengefährdungsabschätzungen anhand der jüngsten Arbeit von 2018 [3, 4], auf der die Erdbebenkarte des NA:2018 beruht, und derjenigen von 1996 [10], als Grundlage der Erdbebenzonenkarte das NA:2011, schließt die Resultate der zeitlich dazwischenliegenden seismischen Gefährdungsabschätzungen durchaus mit ein [5, 13, 36].

Eine weitere Gemeinsamkeit sämtlicher vorgestellter und diskutierter Varianten der Inbeziehungsetzung der bisherigen und neuen Erdbebenkarten der NA ist, dass die Karten, die aus dem neuen Berechnungsmodell zur Erdbebengefährdungsabschätzung bzw. aus der resultierenden Karte für das NA:2018 folgen, nach den vorgenommenen Vergleichen in weiten Teilen des Anwendungs­

gebiets geringere Bodenerschütterungswerte aufweisen als die bisherige Karte. Hierzu gehören insbesondere Gebiete nördlich des Bodensees sowie Gebiete nördlich des östlichen und mittleren Hochrheins. Dies trifft ebenso auf den nördlichen Teil des Oberrheingrabens zu, Gebiete im westlichen Thüringen und im östlichen Sachsen sowie den Raum zwischen Altmühl und Donau.

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G. Grünthal, C. Bosse: Differences, relationships and similarities between the earthquake maps according to the previous and the new National Annex to Eurocode 8

Zusammenfassend ist festzuhalten, dass die vorgestellten vier Varianten, abgesehen von methodisch bedingten systematischen Abweichungen untereinander, sowohl zu kleineren als auch zu größeren Werten, einem gemein­ samen Trend folgen, d. h. dass sich die Varianten prinzi­ piell ähneln. Andererseits existiert, natürlich die Betrachtung gleicher Parameter vorausgesetzt, eine weitreichende Persistenz in der Abschätzung erwarteter Bodenbeschleunigungen für das betrachtete Gefährdungsniveau nach früheren und den neuen Abschätzungen der Erdbeben­ gefährdung. Allerdings wurden für definierte Gebiete anhand der Neueinschätzung der Erdbebengefährdung geringere Erschütterungswerte berechnet.

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G. Grünthal, C. Bosse: Unterschiede, Beziehungen und Gemeinsamkeiten der Erdbebenkarten nach bisherigem und neuem Nationalen Anhang zum Eurocode 8

einwirkungen und Regeln für Hochbauten. Deutsche Fassung EN 1998-1:22004 + AC:2009. Berlin: Beuth-Verlag.

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Deutsches GeoForschungsZentrum GFZ. http://doi. org/10.2312/EMS-98.core.de (Plattform http://www.gfzpotsdam.de/EMS98 [Zugriff am: 18. Aug. 2020]) [31] Medvedev, S. V.; Sponheuer, W.; Kárník, V. (1965) Seismische Intensitätsskala MSK 1964 in: Sponheuer, W. [Hrsg.]

Bericht über die Weiterentwicklung der seismischen Skala.

Veröff. Institut für Geodynamik Jena, H. 8, S. 12–21.

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Seismic Hazard Harmonization in Europe (SHARE). DGEB Publikation 16, Deutsche Gesellschaft für Erdbebeningenieurwesen und Baudynamik (DGEB), DGEB-Workshop, 27. Mai 2014. S. 25–41.

Autoren Prof. Dr. Gottfried Grünthal (Korrespondenzautor) ggrue@gfz-potsdam.de ehem. Helmholtz-Zentrum Potsdam Deutsches GeoForschungsZentrum GFZ Sektion 2.6 Erdbebengefährdung und dynamische Risiken Telegrafenberg 14473 Potsdam

Zitieren Sie diesen Beitrag Grünthal, G.; Bosse, C. (2021) Unterschiede, Beziehungen und Gemeinsamkeiten der Erdbebenkarten nach bisherigem und neuem Natio­nalen Anhang zum Eurocode 8. Bautechnik 98, H. 1, S. 1–16. https://doi.org/10.1002/bate.202000053 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 4. Juni 2020; angenommen: 31. Juli 2020.

Dipl.-Phys. Christian Bosse bosse@gfz-potsdam.de Helmholtz-Zentrum Potsdam Deutsches GeoForschungsZentrum GFZ Sektion 2.6 Erdbebengefährdung und dynamische Risiken Telegrafenberg 14473 Potsdam

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Partnerschaft mit akademischen Institutionen Ernst & Sohn hat mit seiner Muttergesellschaft John Wiley & Sons, Inc. 2019 einen Vertrag mit dem Projekt DEAL unterzeichnet.

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Steel Construction

Volume 12 May 2019 ISSN 1867-0520

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AUFSATZ

Gottfried Grünthal

Vergleich der neuen Erdbebengefährdungskarten der Schweiz, Deutschlands, Österreichs und Frankreichs für die Nationalen Anhänge zum Eurocode 8 Der Vergleich der neuen Erdbebengefährdungskarten für die Schweiz, Deutschland, Österreich und für Frankreich, die für die Nationalen Anhänge zum Eurocode 8 entwickelt wurden, ist Gegenstand dieser Studie. Die vorgestellte gemeinsame Karte überdeckt den südlichen Teil Deutschlands samt angrenzender Gebiete der genannten Nachbarländer. Die Parametrisierung der Karte erfolgt für die Spitzenbodenbeschleunigung, für eine mittlere Wiederholungsperiode von 475 Jahren, für Medianwerte und für einen Untergrund mit einer mittleren Scherwellengeschwindigkeit der obersten 30 m von 800 m/s. Entlang des Grenzverlaufs zwischen Deutschland und den südlichen Nachbarländern zeigen die Konturlinien der unabhängig voneinander berechneten Erdbebengefährdungskarten insgesamt eine erstaunlich gute Übereinstimmung. Das gilt insbesondere für Gebiete relativ erhöhter Erdbebengefährdung. Diese gute bis sehr gute Übereinstimmung kann als Indiz für die Belastbarkeit der Einschätzungen angesehen werden.

Comparison of the new seismic hazard maps of Switzerland, Germany, Austria and France for the National Annexes to Eurocode 8 The comparison of the new seismic hazard maps for Switzerland, Germany, Austria and France, which were developed for the National Annexes to Eurocode 8, is the subject of this study.

The presented common map covers the southern part of ­Germany together with adjacent areas of the mentioned ­neighbouring countries. The map is parameterised for peak soil acceleration (PGA), for a mean return period of 475 years, for median values and for a subsoil with a mean shear wave ­velocity of the uppermost 30 m of 800 m/s. Along the boundary between Germany and its southern neighbours, the contour lines of the independently calculated seismic hazard maps show an astonishingly good overall agreement. Slightly more significant deviations are only observed for areas with lower seismic hazard. This good to very good agreement can be seen as an indication of the resilience and thus realistic assessments.

Stichworte Erdbebengefährdungskarten; Nationale Anhänge für EC 8; Kartenvergleich; Deutschland; Frankreich; Schweiz; Österreich

Keywords seismic hazard maps; National Annexes for EC 8; map comparison; Germany; France; Switzerland; Austria

1 Einführung

blick auf die Zuverlässigkeit der betrachteten seismischen Gefährdungsstudien. So sollten möglichst ähnliche Bodenbeschleunigungen bzw. Antwortbeschleunigungen anhand der unabhängig voneinander vorgenommenen na­ tionalen seismischen Gefährdungsabschätzungen entlang von Grenzverläufen ein zusätzliches Indiz dafür sein, dass realistische Ergebnisse erzielt werden konnten, sofern diese einzelnen Studien in etwa vergleichbare Bearbeitungstiefen erreicht haben. Jedoch sei betont, dass für eine solche Aussage zur Belastbarkeit weitere Belege zur Verifizierung der Resultate vorliegen sollten, wie sie z. B. in Grünthal et al. [1] angeführt worden sind.

Neueinschätzungen der Erdbebengefährdung zur Nutzung für Nationale Anhänge zum Eurocode 8 liegen aus den letzten Jahren für eine Reihe von Ländern vor, so auch für die Schweiz, Deutschland, Österreich und für Frankreich.

Gegenstand der Mitteilung ist der Vergleich dieser Karten entlang der gemeinsamen Grenzen dieser Länder.

Grenzüberschreitende Vergleiche berechneter seismischer Lastannahmen sind zum einen relevant für praktische Belange des Erdbebeningenieurwesens und zum anderen im Hinblick auf die Belastbarkeit unabhängig voneinander gewonnener Resultate seismischer Gefährdungsstu­ dien, d. h., inwieweit realistische Bodenbeschleunigungen ermittelt werden konnten. Hierzu gehören Fragen wie z.

B. zur erdbebengerechten Konstruktion länderüberschreitender Verkehrswegebauten, Pipelines etc. Grundsätzlich besteht die berechtigte Forderung, dass zu einem europäischen Regelwerk zum erdbebengerechten Kon­ struktionsentwurf möglichst grenzüberschreitend harmonisierte Karten der Erdbebengefährdung als Bestandteil der Nationalen Anhänge zur Norm gehören sollten.

Der hier vorgenommene Vergleich ist jedoch insbesondere von ingenieurseismologischem Interesse, d. h. im Hin

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DOI: 10.1002/bate.202000052

Nicht unerwähnt sollen in dem Zusammenhang ökonomische Gesichtspunkte bleiben, die sich aus grob unterschiedlichen Resultaten, d. h. berechneten Bodenbeschleunigungen, im Hinblick auf Vor- bzw. Nachteile von Standorten dies- und jenseits einer Grenze ergeben könnten.

Die Veröffentlichungen, auf die für den Kartenvergleich Bezug genommen wird, sind für die Schweiz der Report von Wiemer et al. [2], für Deutschland die Veröffent­ lichungen von Grünthal et al. [1, 3], für Österreich die Publikation einer vorläufigen Karte von Weginger et al.

[4] sowie für Frankreich die Arbeiten von Drouet et al.

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G. Grünthal: Vergleich der neuen Erdbebengefährdungskarten der Schweiz, Deutschlands, Österreichs und Frankreichs für die Nationalen Anhänge zum Eurocode 8

Bild 1 Ausschnitt der Karte der Neueinschätzung der Erdbebengefährdung Deutschlands [1, 3, 7] im Vergleich zu analogen Karten für angrenzende Teile der Schweiz [2], Österreichs [4] und Frankreichs [5, 6] – dargestellt sind die Spitzenbodenbeschleunigungen (PGA) in Teilen der Erdbeschleunigung g für eine mittlere Wiederholungsperiode RP von 475 Jahren sowie für Medianwerte und Berechnungen für einen Untergrund mit einer mittleren Scher­ wellengeschwindigkeit der obersten 30 m von vS30 = 800 m/s (Kürzel der im Text herangezogenen Orte von links nach rechts: Kar – Karlsruhe, Kon – Konstanz, Son – Sonthofen, Mit – Mittenwald, Kuf – Kufstein, Ber – Berchtesgaden, Sal – Salzburg) Section of the map of the reassessment of seismic hazard of Germany [1, 3, 7] compared to analogous maps for neighbouring parts of Switzerland [2], Austria [4] and France [5, 6] – the peak ground accelerations (PGA) are shown in parts of the acceleration of gravity g for a mean return period RP of 475 years as well as for median values and calculations for a subsoil with a mean shear wave velocity of the uppermost 30 m of vS30 = 800 m/s (abbre­ viations of the locations used in the text from left to right: Kar – Karlsruhe, Kon – Konstanz, Son – Sonthofen, Mit – Mittenwald, Kuf – Kufstein, Ber – ­Berchtesgaden, Sal – Salzburg)

[5, 6]. Diese werden hier in der Reihenfolge ihres Erscheinens aufgeführt und bereits im Titel in der Form benannt.

Die Ergebnisse der probabilistischen seismischen Hazard-Abschätzungen (PSHA) für die vier Länder liegen in teilweise unterschiedlichen Parametrisierungen vor. Der diesbezügliche kleinste gemeinsame Nenner im Hinblick auf die Darstellung einer gemeinsamen Karte bietet die Parameterwahl für die Spitzenbodenbeschleunigung (PGA), für eine mittlere Wiederholungsperiode RP von 475 Jahren, für Medianwerte und Berechnungen für einen Untergrund mit einer mittleren Scherwellengeschwindigkeit der obersten 30 m von vS30 = 800 m/s. Dieser vS30Wert liegt den Berechnungen für Deutschland, Österreich und für Frankreich zugrunde. Der Bericht bezüglich der Schweizer Studie [2] enthält nur eine Kartenabbildung auf der Grundlage von vS30 = 800 m/s, und zwar für PGA und Medianwerte. Zur Neueinschätzung der Erdbebengefährdung für Deutschland [1, 3] liegen für alle Karten mit dem zugehörigen Bericht erweiterter Ergebnispräsentationen [7] auch Mediandarstellungen vor. Die PGAKarte für Österreich nach Weginger et al. [4] und diejenigen für Frankreich [5] zeigen gemäß [6] die Mittelwerte. Dank persönlicher Mitteilungen von S. Drouet bzw. von S. Weginger können für die vorliegende Studie die Mediandarstellungen auch für Frankreich und Österreich genutzt werden.

Ein Vergleich der Karten der Neueinschätzung der Erdbebengefährdung Deutschlands und der Schweiz wurde 18

bereits in [1, 3] vorgenommen. Hierfür wurde für die Schweiz eine als final angesehene Karte verwendet (erhalten von S. Wiemer, pers. Mitteilung 2015) und im Kartenvergleich von [1, 3] mit dem zugehörigen Abschlussbericht [2] zitiert. Diese Karte ist in der Tat Bestandteil des Berichts, allerdings mit einem in Nuancen differierenden Konturenverlauf, insbesondere dem der 0,05-g-Linie.

2

Vergleich der Erdbebengefährdungskarten

Den Vergleich der neuen Erdbebengefährdungskarten der Schweiz, Deutschlands, Österreichs und Frankreichs für die Nationalen Anhänge zum Eurocode 8 zeigt Bild 1 für das Gebiet des südlichen Deutschlands mit angrenzenden Teilen der genannten Nachbarländer. Lichtenstein ist ebenso Teil des Kartenausschnitts. Für Lichtenstein liegen dem Autor bisher keine Daten bzw. Informationen vor, ob hier die Berechnungsergebnisse anhand des schweizerischen Erdbebenmodells [2] gelten, sodass dessen Territorium in Bild 1 unberücksichtigt bleibt. Das betrifft auch den Teil Italiens, der südlich des südöstlichsten Teils von Tirol noch im Kartenausschnitt liegt.

Da nur für Deutschland die Beschleunigungen primär in m/s2 berechnet wurden [1, 3, 7], sonst aber in Teilen der Erdbeschleunigung g, wird letztere Größe einheitlich für den Kartenvergleich verwendet. Anhand der publizierten Datenlage konnten für die Vergleichskarte die relevanten

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PGA-Konturlinien von 0,04, 0,05, 0,06, 0,07, 0,08 und 0,10 g dargestellt werden. Da die Daten entlang der Grenzverläufe mit einer sehr feinen Abstufung in hundertstel Teilen von g vorliegen, gestattet dies, den Vergleich in einer hohen Auflösung vornehmen zu können.

Generell zeigt der Vergleich der Karten von Bild 1 eine im Wesentlichen erstaunlich gute bis sehr gute Übereinstimmung. Das betrifft im südlichen Oberrheingraben, d. h. im Grenzgebiet zu Frankreich, die Konturlinien von 0,07 und 0,08 g, welche quasi völlig übereinstimmen. Lediglich die 0,06-g-Konturlinie zeigt westlich von Karlsruhe eine etwas weitere Ausdehnung, als deren Verlauf auf französischer Seite erkennen lässt.

Auch im Dreiländereck von Frankreich, der Schweiz und Deutschland, d. h. im Großraum von Basel, sowie entlang der Grenze zur Schweiz zeigen die Konturen für 0,10, 0,08 und 0,07 g einen fast identischen Verlauf. Weiter östlich weisen die beiden Konturlinien für noch niedrigere Werte, d. h. für 0,06 und 0,05 g, entlang des Hochrheins in Deutschland etwas höhere Werte auf. Absolut sind diese Unterschiede jedoch minimal. So werden z. B. im Raum Konstanz die Werte von 0,05 g nur knapp überschritten und unmittelbar südlich davon in der Schweiz knapp unterschritten.

Auch im Grenzgebiet zu Österreich ist die Übereinstimmung auffällig gut. Die Karten sind z. B. bezüglich der 0,05- bis 0,07-g-Konturen in den östlichen Allgäuer Alpen im Raum Sonthofen oder in den östlichen Bayerischen Voralpen bzw. den westlichen Chiemgauer Alpen (vgl. die 0,05-g-Kontur unmittelbar nördlich Kufstein) de facto identisch. Im Gebiet der westlichen Allgäuer Alpen zeigt die österreichische Karte um bis zu max. 1/100 g höhere Werte. Im Bereich der Ammergauer Alpen und der westlichen Bayerischen Voralpen zeigt die österreichische Karte dagegen um < 1/100 g kleinere PGA. Im Areal des Wettersteingebirges weisen beide Karten 0,08 g auf. Für die zentralen und östlichen Chiemgauer Alpen als auch für die Berchtesgadener Alpen wurden für die deutsche Karte geringere PGA-Werte berechnet als für die umliegenden Gebiete in Österreich einschließlich des Raums Salzburg.

Eine Höherbewertung trifft auch für den westlichsten Teil vom österreichischen Vorarlberg im Vergleich zur angrenzenden Schweiz zu. Gleiches wird weiter westlich im Grenzgebiet zwischen der Schweiz und Frankreich im Gebiet vom Elsgau und dem Neuenburgischen Jura beobachtet, d. h. kleinere Werte in der Schweiz als im benachbarten Frankreich. Das bedeutet, dass die Bewertungen für die Schweiz in großen Teilen etwas geringer ausfallen als in den beschriebenen benachbarten Gebieten. Betont sei hier nochmals, dass es sich um Unterschiede in einer sehr feinen Abstufung von Konturlinien von 1/100 g handelt, d. h., bez. der Absolutwerte sind die beschriebenen Differenzen marginal.

AUFSATZ ARTICLE

G. Grünthal: Comparison of the new seismic hazard maps of Switzerland, Germany, Austria and France for the National Annexes to Eurocode 8

3 Schlussfolgerungen Der vorgestellte Vergleich der Median-PGA-Karten anhand der Neueinschätzungen der Erdbebengefährdung für Deutschland und denen der südlichen Nachbarländer Frankreich, Schweiz und Österreich zeigt generell eine überraschend gute Übereinstimmung. Die ausgesprochen große Ähnlichkeit wird insbesondere in Arealen relativ erhöhter Erdbebengefährdung beobachtet. Dieser Befund ist ein deutliches Indiz dafür, dass mit den hier betrachteten und unabhängig voneinander vorgenommenen Studien zur Einschätzung der seismischen Gefährdung offensichtlich belastbare und realistische Resultate vorliegen.

Zumindest dürfte diese Aussage für das hier betrachtete Untersuchungsgebiet, d. h. den Grenzbereich zwischen Deutschland und seinen südlichen Nachbarländern, zutreffen. Andererseits kann konstatiert werden, dass die vorliegenden Erdbebengefährdungskarten einen hohen Grad einer grenzüberschreitenden Harmonisierung repräsentieren und damit ingenieurseismologische Grundlagen für gut abgestimmte Nationalen Anhänge zur Norm vorliegen.

Dank Ein besonderer Dank gilt Stéphane Drouet und Stefan Weginger für die Bereitstellung der im Aufsatz beschriebenen digitalen Daten.

Literatur [1] Grünthal, G.; Stromeyer, D.; Bosse, C.; Cotton, F.; Bindi, D. (2018) The probabilistic seismic hazard assessment of Germany – version 2016, considering the range of epistemic uncertainties and aleatory variability in: Bulletin of Earthquake Engineering 16, no. 10, pp. 4339–4395. https://doi. org/10.1007/s10518-018-0315-y [2] Wiemer, S.; Danciu, L.; Edwards, B.; Marti, M.; Fäh, D.; Hiemer, S.; Wössner, J.; Cauzzi, C.; Kästli, P.; Kremer, K. (2016) Seismic Hazard Model 2015 for Switzerland (­ SUIhaz2015). Technical Report. Swiss Seismological Service (SED) at ETH Zurich. 10.12686/a2 [3] Grünthal, G.; Stromeyer, D.; Bosse, C.; Cotton, F.; Bindi, D. (2018) Neueinschätzung der Erdbebengefährdung Deutsch-

lands – Version 2016 – für DIN EN 1998-1/NA in: Bautechnik 95, H. 5, S. 371–384. https://doi.org/10.1002/ bate.201700098 [4] Weginger, S.; Jia, Y.; Papi-Isaba, M.; Lenhardt, W.; Hausmann, H. (2019) Entwicklung einer regionalen Erdbebengefährdungskarte für Österreich in: Adam, C.; Achs, G.; Furtmüller, T. [Hrsg.] Tagungsband der 16. D-A-CH Tagung Erdbebeningenieurwesen & Baudynamik. Innsbruck, 26./27. September 2019. S. 27–34.

[5] Drouet, S.; Ameri, G.; Le Dortz, K.; Secanell, R. (2020) A probabilistic seismic hazard map for the metropolitan France in: Bulletin of Earthquake Engineering 18, pp. 1865– 1898. https://doi.org/10.1007/s10518-020-00790-7

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G. Grünthal: Vergleich der neuen Erdbebengefährdungskarten der Schweiz, Deutschlands, Österreichs und Frankreichs für die Nationalen Anhänge zum Eurocode 8

[6] Drouet, S.; Ameri, G.; Le Dortz, K.; Secanell, R. (2020) Correction to: A probabilistic seismic hazard map for the me­ tropolitan France in: Bulletin of Earthquake Engineering. [online first publication]. https://doi.org/10.1007/s10518020-00889-x

[7] Grünthal, G.; Stromeyer, D.; Bosse, C. (2017) The data sets of the earthquake model for the probabilistic seismic hazard assessment of Germany, version 2016 – Report on supplementary material for the respective publication. Scientific Technical Report STR 17/05. GeoForschungsZen­ trum Potsdam. https://doi.org/10.2312/GFZ.b103-17056

Autor Prof. Dr. Gottfried Grünthal (Korrespondenzautor) ggrue@gfz-potsdam.de ehem. Helmholtz-Zentrum Potsdam Deutsches GeoForschungsZentrum GFZ Sektion 2.6 Erdbebengefährdung und dynamische Risiken Telegrafenberg 14473 Potsdam

Zitieren Sie diesen Beitrag Grünthal, G. (2021) Vergleich der neuen Erdbebengefährdungskarten der Schweiz, Deutschlands, Österreichs und Frankreichs für die Nationalen Anhänge zum Eurocode 8. Bautechnik 98, H. 1, S. 17–20. https://doi.org/10.1002/bate.202000052 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 4. Juni 2020; angenommen: 23. Juli 2020.

WETTBEWERBE

Bewerbungsstart für den Bundespreis Koop.Stadt der Nationalen Stadtentwicklungspolitik für den neuen Bundespreis „Koop.Stadt“ verkündet.

Foto: Daan Mooij/Unsplash

Der Bundespreis greift die Leitsätze der am 30. November 2020 verabschiedeten Neuen Leipzig-Charta auf und soll vorbildliche Beispiele der Zusammenarbeit von Politik, Verwaltung und Zivilgesellschaft auszeichnen, bei denen Gemeinwohl und Partizipation im Vordergrund stehen. Der Preis wird im Frühjahr 2021 durch das BMI vergeben.

Bei der digitalen Fachkonferenz der ­Nationalen Stadtentwicklungspolitik zur Neuen Leipzig-Charta am 02. Dezember 2020 hat das BMI den Bewerbungsstart 20

Staatssekretärin Anne Katrin Bohle: „Wir wollen mit dem Preis Vereine, Nachbarschaftsgruppen und kulturelle Einrichtungen dazu bewegen, sich noch stärker an der Entwicklung ihrer Stadt zu beteiligen. Der Bundespreis rückt damit Engagement, Mut und die Innova­ tionskraft der Menschen vor Ort ins Blickfeld, die ihre Städte gemeinsam zu lebenswerten, schönen Orten machen.“ Gesucht werden Kommunen ab 10.000 Einwohnerinnen und Einwohnern, die auf verschiedenen Ebenen und in unterschiedlichen Fachbereichen mit zivilgesellschaftlichen Akteuren zusammen­

arbeiten, deren Eigeninitiative fördern und so durch ihre vielfältigen Aktivitäten zu einer Koop.Stadt werden. Alle interessierten Kommunen können bis zum 10. März 2021 zentral über die Website www.koop-stadt.de am Bundespreis teilnehmen. Die Bewerbung erfolgt unkompliziert über ein Online-Formular und den Upload ergänzender Dokumente.

Die Preisverleihung findet im Rahmen des Bundeskongresses der Nationalen Stadtentwicklungspolitik im Mai 2021 in Köln statt. Insgesamt stehen 200.000 Euro als Preisgeld zur Verfügung. Die Einreichungen werden vom Bundesinstitut für Bau-, Stadt- und Raumforschung (BBSR) im Rahmen eines Forschungsvorhabens ausgewertet und als BestPractice in einer Publikation aufbereitet. „Koop.Stadt“ soll zugleich ein Qualitätslabel sein und als Anreiz für die Umsetzung der Neuen Leipzig-Charta in deutschen Städten dienen.

Weitere Informationen: www.koop-stadt.de und auf www.nationale-stadtentwicklungspolitik.de

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Ingo Weidlich

AUFSATZ ARTICLE

DOI: 10.1002/bate.202000039

Zum Einsatz von ZFSV im Fernwärmeleitungsbau Zeitweise fließfähige selbstverdichtende Verfüllbaustoffe (ZFSV) sind Verfüllbaustoffe aus Böden und Baustoffen, die nur unter dem Einfluss der Schwerkraft in Hohlräume fließen und nach einem definierten Zeitraum den Anwendungen entsprechende physikalische Eigenschaften aufweisen. Im Leitungsbau kommen ZFSV zum Einsatz, um bei der offenen Bauweise den Graben zu verfüllen. Vorbehalte gegenüber der Übertragbarkeit vorhandener Berechnungsmethoden für die Rohrstatik und die dauerhafte Gewährleistung der Wiederaushubfestigkeit führten zu einem bis heute andauernden Akzeptanzproblem dieser Verlegemethode im Fernwärmeleitungsbau. Da sich Fernwärmeleitungen nach der Installation infolge eines thermischen Belastungskollektivs im Betrieb ausdehnen, interagieren diese Leitungen immer mit dem anstehenden Bettungsmaterial.

Mit dem vorliegenden Aufsatz wird ein Einblick in den Stand des Wissens gegeben und ein vereinfachter Berechnungsansatz vorgeschlagen, der neben deutlich komplexeren Modellen steht und daher die Möglichkeit bietet, aufgrund der Einfachheit Akzeptanzprobleme zu überwinden.

On the use of ZFSV in district heating pipeline construction Temporarily flowable self-compacting backfill materials (ZFSV) are backfill materials made of soils and building materials that only flow into cavities under the influence of gravity and after a defined period of time exhibit the physical properties appropriate to the application. In pipeline construction, ZFSV are used to backfill the trench. Reservations regarding the transferability of existing calculation methods for pipe statics and the reliability of the ability for re-excavation led to a problem of acceptance of this installation method in district heating pipeline construction that continues until today. As district heating pipes expand during operation after installation due to thermal loads, these pipes always interact with the bedding material. In this paper an overview of the state of the art is given and a simplified calculation approach is proposed, which stands next to much more complex models and therefore offers the possibility to overcome acceptance problems due to its simplicity.

Stichworte Fernwärmeleitungen; Leitungsbau; ZFSV; Flüssigboden; Rohrstatik; offene Verlegung; Bettungsmaterial

Keywords district heating pipelines; pipe laying; ZFSV; pipe statics; open trench; bedding material

1 Einleitung

physikalische Eigenschaften auf. Insbesondere im Leitungsbau ist die Wiederaushubfähigkeit eine wesentliche Eigenschaft. Durch den Wegfall der Verdichtungsarbeiten und den hierfür erforderlichen Personaleinsatz ergeben sich bei der Verwendung von ZFSV verschiedene Vorteile im Bauablauf, die sich auch wirtschaftlich günstig auswirken können [2, 3]. Durch die Herstellung von ZFSV aus Recycling-Baustoffen kann zudem ein Beitrag zu den Zielen der Kreislaufwirtschaft geleistet werden und es können positive Anwendungsfälle geschaffen werden [4].

1.1

Zeitweise fließfähige selbstverdichtende Verfüllbaustoffe

Ressourcenschonende bautechnische Lösungen für den Aus- und Umbau von Netzinfrastrukturen sind eine wichtige Grundlage für urbane Entwicklungs- und Transformationsprojekte. Dabei ist der konventionelle Leitungsbau charakterisiert durch die offene Verlegung, bei der ein Graben ausgehoben wird, der anschließend wieder verfüllt wird. Bei der Verfüllung muss der Graben so verdichtet werden, dass Oberflächensetzungen vermieden werden. Bei komplizierten Grabengeometrien und im Rohrzwickelbereich kann die Einhaltung der hierfür einzuhaltenden Verdichtungsgrade beim Einsatz konventioneller Verfüllbaustoffe, dies sind i. d. R. Sande, oft nicht gewährleistet werden. Zeitweise fließfähige selbstverdichtende Verfüllbaustoffe (ZFSV) fließen ohne Einwirkung zusätzlicher Verdichtungsenergie, allein unter dem Einfluss der Schwerkraft in Hohl- und Zwischenräume, und füllen diese vollständig aus [1]. Bild 1 zeigt den Einfüllvorgang von ZFSV bei einem offenen Graben.

Diese Verfüllbaustoffe weisen bei fachgerechter Herstellung den Anwendungen entsprechende mechanische und

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ZFSV besteht meistens aus den Komponenten Boden, Wasser, hydraulische Bindemittel und Bentonit (Schichtsilikat). Die Eigenschaften des ZFSV-Endprodukts werden durch die Eigenschaften der genannten Materialien und das Mischungsverhältnis beeinflusst. Eine Rezeptur muss festgelegt werden sowie der Zeitpunkt der Vermischung der Bestandteile, insbesondere der Wasserzugabe.

Es können drei Typen von ZFSV unterschieden werden [5]: – Typ 1 mit hydraulischen Zusatzstoffen – Typ 2 mit schichtsilikatischen Zusatzstoffen – Typ 3 mit hydraulischen und schichtsilikatischen Zusatzstoffen

© 2020 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. Bautechnik 98 (2021), Heft 1 21

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Quelle: Ingo Weidlich/HCU

I. Weidlich: Zum Einsatz von ZFSV im Fernwärmeleitungsbau

Quelle: Sebastian Grimm/AGFW

Bild 2 Fernwärmeleitungsgraben District heating pipe trench

Bild 1 Grabenverfüllung mit ZFSV Trench backfill with ZFSV

Im Gegensatz zu konventionellen Verfüllbaustoffen des Leitungsbaus finden im ZFSV für das Tragverhalten entscheidende chemische und physikalische Reaktionen statt, die einen Übergang von Frisch-ZFSV zu Fest-ZFSV bewirken. Dabei sind gleichartig wie bei Beton drei Phasen zu unterscheiden. Qualitativ nimmt die Fließfähigkeit beständig ab (Ansteifen), geht schließlich verloren (Erstarren) und die mechanische Belastbarkeit nimmt weiter zu (Erhärten) [5]. Wagner unterscheidet in [5] die hydraulisch bindende Reaktion mit Zement und die hydraulisch bindende Reaktion kombiniert mit dem schichtsilikatischen Zusatzstoff Bentonit.

Die vielen variablen Parameter einer ZFSV-Rezeptur ermöglichen einen auf die Erfordernisse des Anwendungsfalls zugeschnittenen Baustoff, sie erfordern aber auch eine baubegleitende Qualitätssicherung, damit die erwünschten Eigenschaften auch tatsächlich erreicht werden.

1.2

Der Fernwärmeleitungsbau

Der Fernwärmeleitungsbau dient dem Ausbau, Umbau und der Instandhaltung von Fernwärmenetzen. Diese Netze dienen der leitungsgebundenen Verteilung von thermischer Energie. Sie verbinden Wärmequellen mit Wärmeabnehmern. Hierbei handelt es sich typischer­ weise um Netzstrukturen, die aufgrund der erforderlichen Wärmemengen in Siedlungsgebieten mit Temperaturen im Bereich von ca. 90 °C < T < 120 °C und über viele Kilometer Entfernung betrieben werden.

Fernwärmeleitungen können als Freileitungen überirdisch oder unter der Geländeoberfläche als erdverlegtes 22

System gebaut werden. Infolge anderer Flächennutzungen und auch aus ästhetischen Gründen werden sie meistens unterirdisch geführt. Direkt erdverlegte Systeme, bei denen sowohl die Tragfähigkeit der Rohrleitung als auch die Tragfähigkeit des umgebenden Bodens als Bettungsmaterial genutzt werden, sind heute Stand der Technik [6]. Der Graben einer Fernwärmetrasse enthält typischerweise eine Vorlauf- und eine Rücklaufleitung. In der Vorlaufleitung fließt Heißwasser zum Verbraucher und in der Rücklaufleitung fließt das ausgekühlte Medium zurück zur Wärmequelle. Eine entsprechende Grabensituation ist in Bild 2 dargestellt.

Das Kunststoffmantelrohr (KMR) nach EN 253 [7] ist das am meisten eingesetzte Rohrsystem im Fernwärmeleitungsbau und besteht aus einem Stahlrohr, in dem das erwärmte Medium transportiert wird, welches konzentrisch in einem Polyethylenrohr, der sog. Ummantelung, angeordnet ist. Der Zwischenraum wird aus Wärmeschutzgründen mit einem Polyurethanschaum ausgefüllt.

Die Ummantelung sorgt für die Unversehrtheit des Dämmschaums und verhindert eine Durchfeuchtung des Schaums, bspw. durch Grund- oder Sickerwasser. Für den sicheren Betrieb mit einem Innendruck von 16 bis 25 bar und Medientemperaturen von bis zu 120 °C ist eine entsprechende Rohrstatik nach EN 13941 zu erstellen [6].

Es existiert eine Vielzahl anderer Rohrsysteme für abweichende Anforderungen, die in einer Übersicht z. B. in [8] dargestellt werden.

Das thermische Belastungskollektiv im Betrieb führt zu einer Ausdehnung der Rohre und zu einer Interaktion zwischen der Fernwärmeleitung und dem Bettungsmaterial. Die auftretenden Reaktionskräfte im Bettungsmate­ rial müssen für die Rohrstatik von Fernwärmleitungen möglichst genau bekannt sein. Eine Fehleinschätzung der Größenordnung der im Bettungsmaterial wirkenden Spannungen kann zum vorzeitigen Versagen des Rohr­ leitungssystems führen. Die Grundsätze der Wechsel­ wirkung zwischen Fernwärmeleitung und konventionellem Bettungsmaterial wurden in [9] vorgestellt. In [9] wird davon ausgegangen, dass in der Leitungszone, dies ist im

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Graben der Bereich von rd. 10 cm unter und über der Rohrleitung, Sande nach EN 13941 zum Einsatz kommen.

Die darüberliegende Verfüllzone ist für die Fernwärmerohrstatik nur sekundär von Bedeutung. Der Einsatz von ZFSV in der Leitungszone führt zu anderen Spannungszuständen und Tragfähigkeitsnachweisen, die in den aktuellen Fernwärmestandards nicht enthalten sind. Den Leitungsbau mit ZFSV, als effiziente und flexible Bau­ weise, möchten aber auch Fernwärmeversorgungsunternehmen gerne nutzen [2, 3].

1.3

Rückblick auf die Entwicklung des Einsatzes von ZFSV im Fernwärmeleitungsbau

Die Verlegung von Fernwärmeleitungen in zeitweise fließfähigen selbstverdichtenden Verfüllbaustoffen (ZFSV) geht zurück auf erste Erfahrungen Ende der 1990er-Jahre mit Weimarer Bodenmörtel am FITR e. V. (jetzt IAB) und dem FFI in Hannover e. V. in einem AiF-geförderten Verbundvorhaben [10] und auf ein IEA-DHC-Verbund­ forschungsvorhaben, in dem aus Großversuchen in Graz (Österreich), Göteborg (Schweden) und Mannheim (Deutschland) Reibungsbeiwerte aus Großversuchen für ZFSV und KMR in der Bandbreite m = 0,32–2,06 zurückgerechnet wurden [11]. In 2004 wurde am Kongresszen­ trum in Hamburg eine Fernwärmeleitung in ZFSV verlegt und messtechnisch überwacht [12]. Im Jahre 2005 wurde in Wolfsburg auf einer Länge von 40 m ZFSV eingebracht und die Verschiebungen der Leitung bei der Erwärmung beobachtet. Die Ergebnisse sind nach derzeitigem Kenntnisstand bisher unveröffentlicht. 2006 wurden in Hannover zwischen zwei Schächten in der Clemensstraße und Marstallbrücke zwei Fernwärmeleitungen in ZFSV installiert. Gemessen wurden Verschiebewege und Betriebstemperaturen. Die Ergebnisse sind nach derzeitigem Kenntnisstand ebenfalls unveröffentlicht. Über weitere ZFSV-Versuchsstrecken in Dresden und Ulm wurde vereinzelt von Fachleuten berichtet, es konnten aber bisher keine öffentlich zugänglichen Quellen ausfindig gemacht werden, die eine zeitliche und inhaltliche Einordnung dieser Erfahrungen ermöglichte. Nachdem in der jüngeren Vergangenheit eine stärkere Verbreitung des Einsatzes von ZFSV für „kalte“ Rohre im Rohrleitungsbau zu verzeichnen war, wurde eine systematische Erforschung und Entwicklung der Bautechnik für die Verwendung von ZFSV im Fernwärmeleitungsbau in den 2010er-Jahren angeschoben. Einige grundlegende Fragen zum Tragverhalten von warmgehenden Rohren in ZFSV wurden auf diese Weise beantwortet [2, 3, 13]. Trotzdem werden ZFSV im Fernwärmeleitungsbau bisher nur sehr zurückhaltend eingesetzt. Gründe hierfür sind eine fehlende Verankerung der Bautechnik in bestehenden Regelwerken der Branche, eine fehlende konsequente Auswertung der Ergebnisse aus den vorliegenden Forschungsberichten, offene Fragen im Bereich der Kontaktmechanik zwischen Rohr und dem Bettungsmaterial ZFSV und Vorbehalte gegenüber der Übertragbarkeit vorhandener Berechnungsmethoden der Fernwärmerohrstatik sowie gegenüber der dauerhaften Gewährleistung der Wieder-

aushubfestigkeit. Mit den nachfolgenden Ausführungen soll diesem bis heute andauernden Akzeptanzproblem in Teilen begegnet werden.

2

Zur Interaktion zwischen ZFSV und Fernwärmerohr

AUFSATZ ARTICLE

I. Weidlich: On the use of ZFSV in district heating pipeline construction

2.1 Auftrieb Währen der Verfüllung des offenen Grabens sind ZFSV in der fließfähigen Phase. Aufgrund der geringen Dichte der Wärmedämmung der KMR im Vergleich zu ZFSV sind Auftriebskräfte zu erwarten. Daher sind beim Einbau die Rohre gegen Auftrieb zu sichern. Dies kann durch Auflager und spezielle Auftriebskonstruktionen erfolgen [1]. Der Lastfall Auftrieb ist im Fernwärmeleitungsbau für den Bauzustand vor der Inbetriebnahme zu bewerten.

Nach DIN EN 1997-1 (EC7) ist der Grenzzustand UPL (Uplift), Gleichgewichtsverlust infolge Auftrieb, für den Bemessungszustand „Transient“ nachzuweisen [14]. Untersuchungen von Pecher et al. zeigen, dass im Auftriebsfall Schubspannungen an der Rohrmanteloberfläche aufgrund der Scherfestigkeit der ZFSV-Suspension die Auftriebskraft mindern [15]. Diese Schubspannungen sind zeitabhängig und können experimentell, z. B. mit der in [15] vorgestellten Viskowaage im Labor und auf der Baustelle, für unterschiedliche zeitabhängige Zustände bestimmt werden. Diese Schubspannungen können im Nachweis als stabilisierende Kräfte berücksichtigt werden.

2.2 Bettungsreaktionen Bei direkt erdverlegten Fernwärmeleitungen hängen alle Dehnungen, Verschiebungen, Spannungen und damit auch alle Schnittkräfte von den Bettungsreaktionen des Verfüllmaterials in der Leitungszone ab [9]. Für die Berechnung werden die Bettungsreaktionen auf die Rohrachse bezogen betrachtet und es werden axiale Bettungsreaktionen in Rohrachsrichtung und laterale Bettungsreaktionen orthogonal zur Rohrachse unterschieden. Wird in der Leitungszone anstatt einer Sandbettung ZFSV verwendet, ist zu berücksichtigen, dass sich ZFSV grundsätzlich anders verhält als ein nichtbindiger Erdstoff. Im ZFSV wirken neben inneren Reibungskräften auch Kohäsion und im Kontakt mit dem Rohr Adhäsion.

2.2.1 Axiale Bettungsreaktionen im ZFSV Infolge der temperaturbedingten Ausdehnung der Fernwärmerohre in Richtung der Rohrachse werden Schubspannungen am Rohrmantel aktiviert. Diese Schubspannungen wirken an der Umfangsfläche axial und tangen­ tial zur Rohrachse. In der Fernwärmestatik werden die tangentialen Schubspannungen i. d. R. vernachlässigt und nur die axialen Schubspannungen berücksichtigt. Die axialen Schubspannungen setzen sich im Schergesetz der Kontaktmechanik aus einem Reibungsanteil und Adhä­ sionsanteil gemäß Gl. (1) zusammen:

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I. Weidlich: Zum Einsatz von ZFSV im Fernwärmeleitungsbau

τ = µ ⋅ σ + a (1)

Hierin ist t die axiale Schubspannung, m der Reibungskoeffizient zwischen Grundmaterial und der Ummantelung, s die Normalspannung und a die Adhäsion. Da bisher wenig über die drei Parameter m, s und a im Kontaktverhalten zwischen ZFSV und Fernwärmerohren bekannt war, wurden die Schubspannungen in einigen Untersuchungen direkt experimentell gemessen. Einzelne Großversuche mit Fernwärmerohren wurden in verschiedenen Forschungsvorhaben durchgeführt [10–12]. Um dem Wunsch zu entsprechen, aus den einzelnen Versuchen eine Übertragbarkeit für die konventionelle Fernwärmerohrstatik herzustellen, wurden Ersatzreibungskoeffizienten für ZFSV und KMR vorgeschlagen. In [11] wird der Ersatzreibungskoeffizient wie folgt angegeben:

µE =

FR (2)  1 + K0  ∗ γ ∗ ∗ π ∗ + H D G    2 

Hierin ist mE der Ersatzreibungskoeffizient, FR die gemessene axiale Verschiebekraft bei Zwangsverschiebung, K0 der Erddruckbeiwert im ZFSV (mit 0,5 angenommen), g die Wichte des ZFSV, H die Überdeckung über Rohrscheitel, D der Rohraußendurchmesser und G die Gewichtskraft des Rohrs. In Gl. (2) werden die spannungs­ unabhängigen Scherfestigkeitskomponenten Kohäsion und Adhäsion nicht berücksichtigt, weshalb der Ersatzreibungskoeffizient bei steigender Überdeckung rechnerisch immer kleiner wird. Dennoch kann festgestellt werden, dass Randolph et al. im Offshore-Leitungsbau auch eine derartige Vereinfachung vornehmen und für bindige Böden und flache Rohrverlegung (Spannungsniveau 2 kPa–300 kPa) Gl. (3) angeben [16].

σ'  µE = 0, 25 − 0, 3 ∗ log  n  (3)  pa 

Hierin ist mE der Ersatzreibungskoeffizient, sn‘ die effek­ tive Normalspannung und pa der atmosphärische Druck.

Die Übertragbarkeit der Gl. (3) auf ZFSV ist dabei ungeklärt, könnte aber für bestimmte Festigkeitsphasen gegeben sein. Aufgrund der Unsicherheiten und physikali-

Bild 3 Stabscherversuch nach Tawfiq et al. [17] Rod shear test, Tawfiq et al. [17]

24

schen Inkonsistenz kann hingegen nicht empfohlen werden, mit einem Ersatzreibungskoeffizienten zu rechnen.

Statt der Durchführung von Großversuchen können auch kleinmaßstäbliche Versuche gute Erkenntnisse liefern und dabei auch deutlich wirtschaftlicher sein. Das Interaktionsverhalten zwischen rohrähnlichen, rotationssymmetrischen Körpern und Erdstoffen wurde von Tawfiq et al. 1993 in einem Stabscherversuch untersucht, der in Bild 3 dargestellt ist [17]. Ähnliche Apparaturen wurden von Neidhart et al. in Regens­burg entwickelt [13]. Durch einige Verbesserungen konnte in [13] die Schubspannung für verschiedene Überdeckungen direkt gemessen werden. Im Kleinversuch wurden dabei etwa doppelt so große Scherspannungen gemessen wie im Großversuch. Hierfür werden Maßstabseffekte als Ursache vermutet. Dies sollte noch ge­ nauer untersucht werden, damit Kleinversuche die Großversuche ersetzen können. Eine erste Umrechnungs­ methode wurde bereits in [13] vorgeschlagen. Sofern die Randbedingungen im Versuch denen eines Projekts entsprechen, können die experimentell gemessenen Schubspannungen direkt übertragen und in der Fernwärme­ statik angesetzt werden.

Eine Bestimmung der Scherparameter über einen Tria­ xialversuch nach DIN EN 17892 [18] kann als zweitbeste Möglichkeit angesehen werden. Dieser liefert für ein bestimmtes Spannungsniveau (hier Verlegetiefe) die Scherparameter ϕ‘ und c‘ bzw. die undränierte Scherfestigkeit cu. Es kann dann näherungsweise eine Abschätzung des Reibungskoeffizienten für die Reibung zwischen KMRUmmantelung und Erdstoff nach EN 13941 gemäß Gl. (4) erfolgen.

2  µ = tan  ⋅ ϕ ' (4) 3 

Hierin ist m der Reibungskoeffizient und ϕ‘ der Winkel der inneren Reibung. Die Adhäsion ist von der Kohäsion abhängig. Beide werden durch Konsistenz, Porenanteil, Korngrößenverteilung, Wassergehalt, Anteil Tonminerale etc. beeinflusst. Die Adhäsion korreliert mit den Scher­ parametern für die Kohäsion. Potyondy gibt für die Adhäsion bei einem kohäsiven Mischboden im Kontakt mit Stahl 35 % der Kohäsion an. Für einen feinkörnigen Mischboden gibt Potyondy für die Adhäsion 25 % der Kohäsion an [19].

Um das Schergesetz im Kontaktbereich nach Gl. (1) anwenden zu können, muss die Normalspannung s auf die Rohrmantelfläche bekannt sein. Untersuchungen in [13] ergaben niedrige Seitendruckbeiwerte in der Größenordnung von k = sh/sv = 0,1 im ZFSV. Nach den üblichen Denkmodellen entspricht dies einer hohen Scheiteldruckkraft bei einer geringen horizontalen Stützung. Dies ist gleichbedeutend mit einer großen Biegebeanspruchung des Rohrquerschnitts. Es stellt sich daher die Frage, wie sich der Erddruckbeiwert im ZFSV über die Zeit rezep-

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turabhängig ändert. Diese Frage ist nicht abschließend geklärt. Für die Fernwärmestatik ist die resultierende Erddruckkraft über den Rohrumfang von größerer Bedeutung als die exakte Verteilung. Daher wird vorgeschlagen, die resultierende Erddruckkraft, bis weitere Erkenntnisse vorliegen, mit dem Spannungsniveau der Rohrachse zu berechnen. Dies entspricht dem Anfangsspannungszustand bei der Verfüllung und eine mögliche Reduktion der Horizontalspannungen infolge Erstarrung wird zunächst vernachlässigt. Es kann dann der Ansatz nach Moser et al. gemäß Gl. (5) verwendet werden [20].

(

)

Eres = π ∗ D ∗ γ ∗ H + D/2 (5)

Hierin ist Eres die resultierende Erddruckkraft, D der Außendurchmesser, g die Wichte des ZFSV und H die Überdeckung. Daher wird vorgeschlagen, die axiale Reaktionskraft im ZFSV unter Anwendung der Korrelationen zwischen Kohäsion und Adhäsion nach Potyondy gemäß Gl. (6) abzuschätzen.  2  tan  ∗ ϕ ' ∗ γ ∗  3    ∗ D dθ (6)   2 D '  H +  +α ∗c  2     

 kN  HZFSV  =  m 

2π 

∫0

Hierin ist ϕ’ der innere Reibungswinkel des ZFSV, H die Überdeckungshöhe über dem Rohrscheitel, a der Adhä­ sionskoeffizient (mit a ≈ 0,3), c‘ die Kohäsion, g die Wichte des ZFSV, θ die tangentiale Winkelkoordinate im Rohrquerschnitt und D der Rohraußendurchmesser. Bei Gl. (6) handelt es sich um einen einfachen Ansatz, der die Haltekraft verschiebungsunabhängig als Bruchwert angibt. Tatsächlich bildet sich im dicht gelagerten Sand und auch im adhäsiven Boden bei kleinen Scherverformungen eine Spannungsspitze aus. Bei weiterer Verschiebung und größeren Scherverformungen fallen die Scherspannungen auf einen niedrigeren Wert ab, der sich kaum mehr ändert. Dieses grundsätzliche Materialverhalten wurde vielfach beobachtet und auch für das Interaktionsverhalten zwischen KMR und ZFSV in [13] bestätigt. Die Bruchspitze wird hier als Adhäsionsspitze bezeichnet.

Für eine höhere Genauigkeit bei der Berechnung sind numerische Verfahren zu empfehlen, welche in einem Stab-Federmodell die Kontaktmechanik nach Bild 4 als Federarbeitslinie abbilden. Hierfür sind die Werte für die Adhäsionsspitze tmax, die residuale Haltekraft tres, die

Bild 4 Arbeitslinie ZFSV [13] Interface resistance characteristic [13]

Steigung für den Erstbelastungspfad k1 und die Steigung k2 des Entfestigungspfads gemäß Bild 4 vom ZFSV-Hersteller zu liefern.

Ein entsprechendes Verfahren wurde von Wolfrum et al. in [21] dargestellt.

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I. Weidlich: On the use of ZFSV in district heating pipeline construction

2.2.2 Laterale Bettungsreaktionen im ZFSV Laterale Bettungsreaktionen in ZFSV wurden bisher nicht systematisch untersucht. Wird ZFSV als bodenähnlicher Baustoff mit hohem Kohäsionsanteil betrachtet, bieten sich Möglichkeiten der Berechnung nach EN 13941. Der hier hinterlegte Berechnungsvorschlag basiert auf den Erkenntnissen von J. B. Hansen, der 1961 eine Widerstandslinie für Fundamente entwickelte, die er später auf Pfähle erweiterte [22]. Die Ähnlichkeit zwischen Rohren und Pfählen wird nach EN13941 für die Verwendung der Widerstandslinien angenommen. Es gilt Gl. (7).

pu = Kq ∗ σ k' + 0,7 ∗ α ∗ Kc ∗ c' (7)

Hierin ist pu der max. Bettungsreaktionsdruck, Kq der den Widerstandslinien entnommene Bettungsreaktionsfaktor für die Reibung, Kc der den Widerstandslinien entnommene Bettungsreaktionsfaktor für die Kohäsion, s’k‘ die effektive Normalspannung (= g*(H + D/2)), a der Adhäsionskoeffizient (hier in Verbindung mit Kc gilt a = 0,6) und c‘ die Kohäsion.

2.3 Wechsellasten Zu der Bettungsreaktion von ZFSV infolge Wechsel­ lasten liegen noch relativ wenig Untersuchungen vor. Für die axialen Bettungsreaktionen wurde beobachtet, dass sich, nachdem die Adhäsionsspitze überschritten wurde, niedrigere Haltekräfte einstellen. Dies gilt sowohl für die Be- als auch für die Ent- und Wiederbelastung. In [13] wurde anhand von zehn Rohrdurchschiebeversuchen mit ZFSV als Bettungsmaterial festgestellt, dass die residua-

Bild 5 Residualspannung/Adhäsionsspitze, eigene Auswertung aus Ver­ suchen aus [13] Residual shear stress/peak shear stress, own analysis of experimental data from [13]

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I. Weidlich: Zum Einsatz von ZFSV im Fernwärmeleitungsbau

Bild 6 Ergebnisse von Herbst und Grage, eigene Auswertung und Darstellung aus [23] Results of Herbst and Grage, own analysis and presentation [23]

len Haltekräfte im Bereich von 10 % bis 30 % der Adhä­ sionsspitze liegen. Bild 5 zeigt abgeleitete Werte für unterschiedliche Rohrdurchmesser. In [21] wird das Verhältnis zwischen residualer Haltekraft und Adhäsionsspannung mit 16,6 % bzw. für Ent- und Wiederbelastung in einer Größenordnung von 8,3 % bis 13,3 % angegeben. Da umfangreichere Untersuchungen zum zyklischen Materialverhalten von ZFSV bisher noch nicht vorliegen und sich aus Bild 5 keine klare Tendenz ableiten lässt, wird für das Abfahren der Leitung und den Ermüdungsnachweis empfohlen, bei Ermangelung experimenteller Daten nicht mehr als 10 % der Adhäsionsspitze anzusetzen. Dies führt beim Ermüdungsnachweis zu einer größeren Spannungsschwingbreite, als das in der konventionellen Statik der Fall ist. Daher sind qualitätsgesicherte zyklische Versuche für eine bessere Einschätzung der Tragfähigkeit sinnvoll.

3.1

Dehnpolster in ZFSV

Zu den ZFSV-Bettungsreaktionen von zyklisch lateral verschobenen Rohren liegen bisher keine Erkenntnisse vor.

Bei großen lateralen Verschiebungen der Rohre im Bogenbereich kann infolge der Bettungsreaktionsspannung ein Strukturbruch eintreten. Daher sollten Leitungsabschnitte mit Lateralverschiebung immer in Dehnpolstern gebettet werden. Die Dehnpolster sollten dabei vor dem Eindringen von ZFSV in die Poren geschützt werden.

Dies kann durch die Auswahl eines geschlossenzelligen Dehnpolstermaterials oder eine Schutzumhüllung erreicht werden. Auch verhindert eine ausreichende Viskosität der ZFSV-Suspension in der flüssigen Phase das Eindringen in das Dehnpolster. Durch das Dehnpolster kann die Bettungsreaktionsspannung im ZFSV signifikant abgesenkt und ein Strukturbruch unterbunden werden. Untersuchungen in [13] zeigten, dass der Strukturbruch vom Probenalter und von der Rezeptur abhängt.

Da im Bereich der Dehnpolster kaum axiale Schubspannungen vom Rohrmantel auf das ZFSV übertragen werden können, sollte im Dehnpolsterbereich rechnerisch keine axiale Haltekraft angesetzt werden.

3

3.2

Anpassungen der Verlegetechnologie

Neben den Aspekten, die für die Rohrstatik relevant sind, zeichnet sich der Fernwärmeleitungsbau durch weitere Besonderheiten aus. Je nach Größe der Bettungsreak­ tionskräfte bildet sich ein Gleitbereich und ein Haftbereich aus [9]. Nur im Gleitbereich findet eine thermische Dehnung und eine Interaktion mit dem Bettungsmaterial statt. Im Haftbereich ist das Rohr eingespannt. Im Bogenbereich bei Richtungswechseln und bei Abzweigen werden die Leitungen mit sog. „Dehnpolstern“ versehen, damit laterale Bettungsreaktionen bei kleinen Verschiebungen geringer ausfallen [9]. Die einzelnen Rohrsegmente werden miteinander kraftschlüssig verschweißt und die Verbindungen auf der Baustelle nachgedämmt. Oft ist die so entstandene Muffe im Durchmesser größer als das Grundrohr. Der Wechsel des Bettungsmaterials erfordert auch an diesen neuralgischen Punkten Anpassungen.

26

Rohrverbindungen in ZFSV

Bei diskontinuierlich hergestellten Fernwärmeleitungen werden die Leitungsstränge in Abständen von z. B. 6–12 m kraftschlüssig auf der Baustelle miteinander verbunden.

2013 untersuchten Herbst et al. stichprobenartig die axialen Bettungsreaktionsdrücke infolge Zwangsverschiebung für verschiedene Verbindungstypen von Fernwärmeleitungen [23]. Es wurden gerade Rohrabschnitte mit Muffen versehen und in einem Sandkasten nach EN 489 [24] verschoben. Dabei wurde festgestellt, dass im Vergleich zum geraden Rohr ohne Verbindung eine deutliche Zunahme der Verschiebungsarbeit bei den verschiedenen Verbindungen zu beobachten war. Bild 6 zeigt links die Ergebnisse aus sieben Versuchen und rechts schematisch den Versuchsaufbau nach EN 489. Es wurden bei den Probekörpern mit Muffe bis zu 3,5-fach größere Verschiebekräfte nach 100 Verschiebungszyklen festgestellt.

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Für die Bettung in ZFSV wurde dies mit insgesamt sechs Verbindungsvarianten in einem zyklischen Worst-CaseSzenario mit einer Verschiebung von ± 75 mm an einer Rohrdimension DN300/450 untersucht [2, 3]. Ein Vergleich der Verschiebekräfte zum geraden Rohr wurde nicht durchgeführt. Dafür wurden baupraktische Hinweise gegeben. So wurde festgestellt, dass vernetzte Schrumpfmuffen unbeschädigt blieben, während unvernetzte Muffensysteme mit Manschetten beschädigt wurden. Für eine einheitliche Bautechnik wird daher empfohlen, Muffen im ZFSV im Gleitbereich, in dem die Verschiebungen auftreten, mit einem Dehnpolster zu schützen.

4

Schlussfolgerungen und Ausblick

Trotz zahlreicher Untersuchungen werden ZFSV im Fernwärmeleitungsbau bisher nur zurückhaltend eingesetzt. Dem Akzeptanzproblem dieser Bautechnik soll durch die hiermit vorliegenden Ausführungen teilweise begegnet werden. Durch den Vorschlag eines einfachen

Berechnungsmodells für die Interaktion zwischen Fernwärmeleitungen und ZFSV kann das Tragverhalten der Leitungen bei der Installation und im Betrieb abgeschätzt werden. Der Berechnungsansatz ist nahe den in der Fernwärmebranche üblichen und standardisierten Methoden einzuordnen, weshalb eine bessere Akzeptanz erwartet wird als bei komplexen Stoffgesetzen. Handrechnungen sind möglich, sofern die Scherparameter für ZFSV bekannt sind. Hohe Haltekräfte im ZFSV können zu einer mechanischen Überlastung führen und der Einhaltung der zulässigen Scherfestigkeit in der Dämmung für die notwendige Verbundwirkung muss daher eine erhöhte Aufmerksamkeit geschenkt werden. Dabei konzentriert sich die Betrachtung auf den Bereich außerhalb der Dehnpolster und außerhalb des Haftbereichs. Bautechnisch wäre daher zu überlegen, ob sich die Verlegetechnik zukünftig zwischen Haftbereich, Gleitbereich und gepolstertem Bereich unterscheiden sollte. Zunächst gilt es, den Berechnungsvorschlag in der Praxis zu evaluieren und – sofern erforderlich – weiter zu schärfen, damit ein solides Bemessungswerkzeug entsteht.

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I. Weidlich: On the use of ZFSV in district heating pipeline construction

Literatur [1] H ZFSV, Forschungsgesellschaft für Straßen- und Verkehrswesen [Hrsg.] (2012) Hinweise für die Herstellung und Verwendung von zeitweise fließfähigen, selbstverdichtenden Verfüllbaustoffen im Erdbau. Köln: FGSV-Verl.

[2] Schmitt, F.; Caspar, J.; Holler, S. (2014) Wärmetransport im Wettbewerb zu dislozierter Wärmeerzeugung und Maßnahmen zur Senkung der Baukosten von Transportleitungen in: AGFW Forschung und Entwicklung, H. 28.

[3] Schmitt, F.; Caspar, J.; Holler, S. (2015) Bautechnische Entwicklungen von Fernwärme-Transportleitungen in: AGFW Forschung und Entwicklung, H. 32.

[4] Huber, S.; Heyer, D. (2018) Anwendungen von RecyclingBaustoffen im Erdbau. Zentrum Geotechnik, TU München.

Vortrag 5. BVSE Mineraliktag, Berchtesgarden, 6./7. Feb. 2018.

[5] Wagner, B. (2017) Ein Beitrag zur axialen Bettung von Kunststoffmantelrohren der Fernwärme in Zeitweise fließfähigen, selbstverdichtenden Verfüllbaustoffen (ZFSV) [Dissertation]. Kudla, W. [Hrsg.]. Institut für Bergbau und Spezialtiefbau, Techn. Universität Bergakademie Freiberg.

[6] EN 13941 (2019) Fernwärmerohre – Auslegung und Installation von gedämmten Einzel- und Doppelrohr-Verbundsystemen für direkt erdverlegte Heißwasser-Fernwärmenetze – Teil 1: Auslegung; Deutsche und Englische Fassung EN 13941-1:2019. Berlin: Beuth Verlag.

[7] EN 253 (2019) Fernwärmerohre – Einzelrohr-Verbundsys­ teme für direkt erdverlegte Fernwärmenetze – Werkmäßig gefertigte Verbundrohrsysteme, bestehend aus Stahl-Me­ diumrohr, einer Wärmedämmung aus Polyurethan und einer Ummantelung aus Polyethylen. Berlin: Beuth Verlag.

[8] Weidlich, I. (2016) Mantelrohrsysteme in der Wärmeverteilung in: Horlacher, H.-B.; Helbig, U. [Hrsg.] Rohrleitungen 1.

Berlin: Springer Verlag. https://doi.org/10.1007/978-3-64239782-0, ISBN 978-3-642-39781-3 [9] Achmus, M.; Weidlich, I. (2016) Interaktion zwischen Fernwärmeleitungen und dem umgebenden Boden in: Bautechnik 93, H. 9, S. 663–671.

[10] Berger, W.; Keller, H.; Grage, T. (2000) Experimentelle Erfassung der Interaktion von Kunststoffmantelrohren der

Fernwärmeversorgung und neuartige Rohreinbettungsverfahren in: 3R International, H. 1, S. 33–38.

[11] Schmitt, F.; Hoffmann, H.-W. (1999) Reuse of Excavated Material. IEA-DHC, Programme of Research, Development and Demonstration on District Heating and Cooling. ISBN: 90-5748-013-1 [12] Büchau, A.; Pareidt, H.; Liebermann, A. (2004) Ansätze zur innovativen Sanierung von Kanälen in: EuroHeat&Power 33, H. 3, S. 68–76.

[13] BMWi EnEff:Wärme (2017) Einsatz fließfähiger Verfüll­ stoffe zur KMR-Verlegung. AGFW – Forschung und Entwicklung, Heft 43. ISBN 3-89999-068-4 [14] Eurocode 7 (2013) Entwurf, Berechnung und Bemessung in der Geotechnik – Teil 1: Allgemeine Regeln; Deutsche Fassung EN 1997-1:2004 + AC:2009 + A1:2013.

[15] Pecher, K. H.; Quarg-Vonscheidt, J.; Sosinka, K.; Baukloh, M.; Gropengießer, A. J. (2014) Entwicklung kostengünstiger Sanierungsverfahren insbesondere zur Grundstücksent­ wässerung, Verfahren zur flüssigen Grabenverfüllung. Abschlussbericht, MULNV NRW. [16] Randolph, M.; Gourvenec, S. (2011) Offshore Geotechnical Engineering. N. Y.: Spon Press. ISBN13 978-0-415-47744-4 [17] Tawfiq, K. S.; Caliendo, J. A. (1993) Laboratory Investiga­ tion of Polyethylene Sheeting as a Friction Reducer in Deep Foundation in: Geotextiles and Geomembranes, no. 12, pp. 739–762.

[18] DIN EN ISO 17892-8 (2018) Geotechnische Erkundung und Untersuchung – Laborversuche an Bodenproben – Teil 8: Unkonsolidierter undränierter Triaxialversuch (ISO 178928:2018); Deutsche Fassung EN ISO 17892-8. Berlin: Beuth Verlag.

[19] Potyondy, J. G. (1961) Skin friction between Various Soils and construction materials in: Geotechnique 11, no. 4, pp. 339–353.

[20] Moser, U.; Wieland, M. (1972) Statische Probleme bei erdverlegten Fernheizleitungen. Mitteilungen der Versuchsanstalt für Wasserbau, Hydrologie und Glaziologie, Nr. 7, ETH Zürich.

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I. Weidlich: Zum Einsatz von ZFSV im Fernwärmeleitungsbau

[21] Wolfrum, D.; Neidhart, T. (2018) District Heating pipes buried in Temporarily Flowable Backfill Materials in: Energy Procedia 149, pp. 170–178. https://doi.org/10.1016/j. egypro.2018.08.181 [22] Hansen, B. J. (1961) The Ultimate Resistance of Rigid Piles against Transversal Forces. The Danish Geotechnical Institute, Bulletin No. 12, Copenhagen.

[23] Grage, T.; Herbst, V. (2013) Praxisgerechte Qualitätsprüfungen von KMR-Muffensystemen in: EuroHeat&Power 42, H. 9, S. 46–53. ISSN 0949-166X-D9790F [24] EN 489 (2009) District heating pipes – Preinsulated bonded pipe systems for directly buried hot water networks – Joint assembly for steel service pipes, polyurethane thermal insulation and outer casing of polyethylene. Berlin: Beuth Verlag.

Autor Prof. Dr.-Ing. Ingo Weidlich (Korrespondenzautor) ingo.weidlich@hcu-hamburg.de HafenCity Universität Technisches Infrastrukturmanagement Überseeallee 16 20457 Hamburg

Zitieren Sie diesen Beitrag Weidlich, I. (2021) Zum Einsatz von ZFSV im Fernwärmeleitungsbau. Bautechnik 98, H. 1, S. 21–28. https://doi.org/10.1002/bate.202000039 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 22. April 2020; angenommen: 7. August 2020.

VERANSTALTUNGEN

Structural member stability in the second generation of Eurocode 3 STCO Online Live Seminar #2 mit Prof. Knobloch, Prof. Kuhlmann, Prof. Taras Im zweiten Steel Construction Online Live Seminar „Structural member stability in the second generation of Eurocode 3” am 26. März 2021 10.00 bis 12.00 Uhr MEZ gehen Prof. Markus Knobloch (Ruhr-Univ.

Bochum), Prof. Ulrike Kuhlmann (Univ.

Stuttgart) sowie Prof. Andreas Taras (ETH Zürich) – unterstützt durch Anna-Lena Bours und Fabian Jörg – auf die wesentlichen Aspekte der Stabilitätsregeln der 2. Generation des Eurocode 3 ein und stehen für Fragen zur Verfügung.

Das STCO OLS #2 basiert auf dem englischsprachigen Aufsatz in der Steel Con­ struction 13 (2020) in den Heften 2 bzw. 3:

stability verification in the new Part 1-1 of the second generation of Eurocode 3, Part 1: Evolution of Eurocodes, background to partial factors, cross-section classification and structural analysis (https://doi.org/10.1002/stco.202000016)

Knobloch, M.; Bureau, A.; Kuhlmann, U.; da Silva, L. S.; Snijder, H. H.; Taras, A.; Bours, A.-L.; Jörg, F. Structural member

Part 2: Member buckling design rules and further innovations. (https://doi. org/10.1002/stco.202000027)

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STCO OLS #2 Structural member stability in the second generation of Eurocode 3 Prof. Markus Knobloch, Prof. Ulrike Kuhlmann, Prof. Andreas Taras et al.

26. März 2021 10.00 bis 12.00 Uhr MEZ Info und Anmeldung: www.ernst-undsohn.de/stco-seminar

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Andreas Maier, Martin Hochrein, Jens Schneider, Anett-Maud Joppien, Martin Beck

AUFSATZ

Energieeffizienz weitergedacht: die thermisch aktivierte Gebäudehülle als Teil einer Prozesskette Die öffentliche Diskussion zur Energiewende findet oftmals ausschließlich im Kontext elektrischer Energie statt. Gerade im Industriesektor spielt jedoch auch die thermische Energie eine wesentliche Rolle. Entgegen einem rein dogmatischen Ansatz Energie zu „sparen“, geht es darum, das Energiesystem als Ganzes zu verstehen und energetische Abhängigkeiten zu erkennen. Leitidee des Forschungsprojekts ETA-Fabrik ist es, die richtige Energieform (Primärenergiebedarf) in der notwendigen Menge (Endenergiebedarf) zur richtigen Zeit (energieflexibel) am richtigen Ort (effiziente Infrastruktur) einzusetzen. Dabei wurde über die bisher stets isoliert betrachtete Optimierung von Einzelkomponenten (z. B. Maschine, Kühlsystem, Gebäudedämmung) hinaus das gesamte System einer Produktionsfabrik betrachtet und auf dem Campus der TU Darmstadt eine Modellfabrik errichtet, in der Gebäude, Haustechnik und Maschinen durch die drei Ebenen der Gebäudeautomation synergetisch miteinander verknüpft wurden. Einen wesentlichen Beitrag zur Energieeffizienzsteigerung liefert hierfür die durch oberflächen­ nahe, wasserführende, kapillarähnliche Rohrleitungsnetze thermisch aktivierte Gebäudehülle aus Beton. Diese multifunktionalen Wand- und Dachelemente vereinen die Funktionen des Tragens, des Dämmens, des Begrenzens und der thermischen Interaktion und fungieren somit als riesige Heiz- und Kühlflächen. Der Aufsatz ist eine inhaltliche Fortsetzung des Beitrags aus der Bautechnik 03/2014 und stellt die erzielten Projektergebnisse mit Fokus auf der baulichen Umsetzung vor.

Hintergründe und Zielstellungen des Projekts werden aufgegriffen, Forschungsrandbedingungen dargelegt und die Energieeinsparpotenziale vorgestellt. Neben der kurzen Beschreibung der umgesetzten thermischen Vernetzung und der dafür gebauten Gebäudehüllelemente als Fortschreibung der bereits vorgestellten Konzepte werden die thermische Leistungsfähigkeit der Gebäudehülle sowie deren Beitrag zur Behaglichkeit in der Produktionshalle erläutert. Das architektonische Konzept sowie eine kritische Würdigung der interdisziplinären Zusammenarbeit im Planungsprozess einer vernetzten Fabrik schließen diese Reihe ab.

Energy efficiency thought further: the energy activated building envelope as part of the process chain Public discussion on energy system transformation often takes place exclusively in the context of electrical energy. In the industrial sector in particular, thermal energy plays another important role. Rather than following the purely dogmatic approach of ‘saving’ energy, our intent is to truly comprehend the energy system and to identify the energetic dependencies within it. The guiding principle and the ETA factory concepts derived from it are targeted toward using the necessary quan­ tity (ultimate energy demand) of the appropriate form of energy (primary energy demand) at the right time (flexible energy supply) and the right location (efficient infrastructure). In practice, instead of the previously isolated optimization of individual components (e. g. machine tools, cooling systems, building insulation), the system of a production factory was considered as a whole and a model factory was built on the TU Darmstadt campus, in which building, building services and machinery were synergetically linked to one another through the three level of building automation system. A significant contribution to increase energy efficiency is made by the thermally acti­ vated building envelope made from concrete, which includes a water-bearing capillary-like piping network close to the surface. These multifunctional wall and roof elements combine the functions load-bearing, insulating, enclosing and thermally interacting and act as large heating and cooling surfaces. The paper is a continuation of the article from Bautechnik 03/2014 and presents the results achieved in the research project ETAFabrik with focus on the constructional implementation. Background and objectives of the project are taken up from the previous article, the research boundary conditions are described and the results of the energy saving potentials are presented.

In addition to a brief description of the implemented thermal networking and the building envelope, the thermal performance of façade and roof elements and their contribution to achieve comfort criteria in the production hall are explained. The architectural concept and a critical appraisal of the interdisciplinary cooperation within a networked factory round off this series on the subject of the ETA model factory.

Stichworte Energieeffizienz; vernetzte Fabrik; thermische Bauteilaktivierung; Gebäudehülle; zementöser Schaum; mikrobewehrter UHPC

Keywords energy efficiency; thermally networked factory; building envelope; cementitious foam; micro-reinforced UHPC

1

Druck im produzierenden Gewerbe, da es mit 47 % Anteil am Gesamtverbrauch der mit Abstand größte Strom­ver­ braucher in Deutschland ist [1]. Eine gewöhnliche Werkzeugmaschine für metallbearbeitende Prozesse verbraucht jährlich in etwa so viel Strom wie drei Einfami­lienhäuser.

Projekt ETA-Fabrik: Energieeffizienz vom Konzept zur Umsetzung

Die in den vergangenen Jahren auch im Industriesektor steigenden Energiekosten erhöhen den wirtschaftlichen

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DOI: 10.1002/bate.201900107

© 2020 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. Bautechnik 98 (2021), Heft 1 29

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Quelle: [3]

A. Maier, M. Hochrein, J. Schneider, A.-M. Joppien, M. Beck: Energieeffizienz weitergedacht: die thermisch aktivierte Gebäudehülle als Teil einer Prozesskette

Bild 1 Zusammenhang von Endenergienutzung und Energieverlusten Correlation between the final energy use and the forms of energy losses

Bei Hochtemperaturprozessen wie bspw. der Bauteilreinigung metallischer Werkstoffe erhöht sich dieser Wert deutlich auf ca. 82 Einfamilienhäuser. Gleich­zeitig wandelt sich im Kontext einer mechanischen Produktion die erforderliche Endenergie fast vollständig in Abwärme (Bild 1), welche bei Werkzeugmaschinen ca. 265 W/m2 Maschinengrundfläche beträgt. Aus dieser Abwärme resultieren Folgekosten für die Kühlung der Prozesse und des Produktionsgebäudes.

Folglich ist die Effizienz eines Produktionsumfelds umso höher, je geringer die entstehende Abwärmemenge ist.

Um diese Energieeffizienz zu erzielen, ist eine enge Zusammenarbeit von Ingenieuren verschiedener Fachdis­ ziplinen unabdingbar. Aus der Effizienzbetrachtung einer zerspanenden Werkzeugmaschine heraus haben Maschinenbauingenieure gemeinsam mit Bauingenieuren und Architekten der TU Darmstadt die Idee entwickelt, die energetische Betrachtung nicht singulär auf ein Produk­ tionsgebäude oder auf Maschinen einer Produktionsprozesskette zu begrenzen, sondern das Produktionsgebäude als „Maschine um die Maschine“ zu begreifen. Dieser Ansatz eröffnete neben zahlreichen Fragestellungen auf Maschinenebene sowie im Bereich der Digitalisierung im Hinblick auf Energieflusssteuerung auch folgende: – Wie lässt sich Abwärme aus dem Produktionsprozess im Rahmen einer thermischen Vernetzung optimal weiternutzen?

– Wie können thermisch aktivierte Flächen der Gebäudehülle dazu beitragen, das Gebäude zu beheizen und zu kühlen sowie unterstützend oder maßgebend Kühlwasser für die Fertigung bereitzustellen?

Bereits in einer sehr frühen Konzeptphase wurde der Projektträger Jülich (PtJ) und somit das Bundesministerium für Wirtschaft und Energie (BMWi) in das entstehende Forschungsvorhaben einbezogen. Durch die Beteiligung 30

verschiedener Partner aus Industrie und Wissenschaft entstand ein Projektkonsortium aus 36 Partnern, die im Zeitraum zwischen 2013 und 2018 am Forschungsprojekt ETA-Fabrik arbeiteten. Im Fokus standen dabei die Themen Systemeffizienz und Wirtschaftlichkeit aller Maßnahmen. Eine beispielhafte Produktionsprozesskette aus dem Bereich der Metallbearbeitung bildete das Grundgerüst dieser Forschungsarbeiten [2]. Durch die Verknüpfung der Produktionsprozesse, der Versorgungs- und Gebäudetechnik sowie des Gebäudes und seiner Konstruktion wurde das Effizienzpotenzial des Gesamtsystems erforscht und demonstriert. Mit ihrer integrativen Konzeption und als weltweit erster Prototyp dieser Art eröffnet die ETAFabrik völlig neue Lösungsansätze für die energetisch optimierte Produktionsstätte der Zukunft. Zentrale Komponenten bzw. Themen sowie deren Zusammenspiel sind hierbei: – Produktionsmaschinen und Querschnittstechnologien im Maschinenbau – Technische Gebäudeausrüstung und Versorgungstechnik – Gebäudehülle, Fassaden und Konstruktion – Monitoring, Energiedatenmanagement und Energie­ datenmining durch „Industrie 4.0“-Ansätze – Lastflexibilität und Regelungsoptimierung – Simulationsansätze zum Planen und Betreiben effi­ zienter Produktionsstätten Als Resultat entstand eine Modellfabrik als Forschungsgroßgerät (Bilder 2a, 2b), in der durch die energetische Systemoptimierung die Grenzen zwischen Maschinen und Gebäude verschoben wurden.

Mittels dieses Ansatzes konnten in der ETA-Fabrik letztendlich marktfähige und wirtschaftlich realisierbare Energieeinsparpotenziale von rd. 45 % Primärenergie gegenüber einer konventionellen Produktionsstätte aufgezeigt

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A. Maier, M. Hochrein, J. Schneider, A.-M. Joppien, M. Beck: Energy efficiency thought further: the energy activated building envelope as part of the process chain

Quelle: a) SINNBILD, Darmstadt; b) Eibe Sönnecken, Darmstadt Quelle: PTW, TU Darmstadt

Bild 2 a) Rendering mit Blick auf die Nordfassade als Vision zum Projektstart und b) das umgesetzte Ergebnis aus dem gleichen Blickwinkel zum Zeitpunkt der Fabrikeröffnung a) Rendering with a view of the north façade, vision at the beginning of the project and b) the factual result viewed from the same angle at the time of the opening

Bild 3 Vergleich des Primärenergiebedarfs im Betrieb der ETA Comparison of the primary energy demand in the ETA factory

werden [3]. Dies entspricht 247 700 kWh und 130 500 kg CO2/Jahr entsprechend Bild 3.

Hierbei wurden 17 Produktionsschichten pro Woche bei einem Achtstundentag angenommen, innerhalb derer die Werkzeugmaschinen zu 70 %, die Reinigungsmaschine zu 40 % und der Wärmebehandlungsofen zu 80 % ausgelastet waren. Die verwendeten Primärenergiefaktoren waren dabei für Strom 1,8 und für Erdgas 1,1. Die dabei untersuchten Szenarien sind Tab. 1 zu entnehmen.

Szenario

Maßnahmen

Szenario 1 (Referenzszenario aus der Industrie)

Standardmaschinen Kälteerzeugung mittels Kompressionskälte Wärmeerzeugung aus elektrischer Energie

Szenario 2

Energieeffizienzmaßnahmen an Maschinen implementiert Beheizung der Wärmebehandlung durch Erdgas-Rekuperationsbrenner

Szenario 3

Thermische Vernetzung von Ofen und Reinigungsmaschine Kühlung des Ofens und der Werkzeug­ maschinen durch die Gebäudehülle

Quelle: PTW, TU Darmstadt [3]

Tab. 1 Untersuchte Szenarien im Forschungsprojekt ETA-Fabrik Investigated scenarios in the research project ETA-Fabrik

Über die genannten Forschungszwecke hinaus wird die ETA-Fabrik als Ausbildungs- und Demonstrationszentrum genutzt. So entstand ein neuer Ort des Wissenstransfers an Studierende sowie des Austauschs zwischen Forschung und Wirtschaft.

2

Thermische Vernetzung

Immer dann, wenn Wärme von einer Quelle zu einer Senke transportiert wird, entsteht eine thermische Vernetzung. Ein entsprechender Austausch findet bspw. zwischen den Komponenten einer Produktionsmaschine und der umgebenden Raumluft statt. Alternativ, jedoch auch zusätzlich, kann Wärme über einen wasserbasierten Kühlkreislauf transportiert werden. Mit einer zielgerichteten thermischen Vernetzung lässt sich die Abwärme nutzen, um eine effiziente Rückkühlung nicht verwertbarer Abwärme an eine Wärmesenke außerhalb des Bilanzraums eines Produktionsbetriebs zu ermöglichen. Die in Tab. 2 aufgeführten Temperaturen von Abwärme im Umfeld der zerspanenden Produktion hängen von der jeweiligen Anwen­dung ab und wurden im Rahmen von Vorunter­ suchungen bei Projektpartnern messtechnisch erhoben.

Ausgehend von der Optimierung einzelner Maschinen zielt die Vernetzung darauf ab, verbleibende Wärmeflüsse optimal einzubinden. Technisch bilden drei wasserbasierte thermohydraulische Rohrleitungssysteme die Grundstruktur der thermischen Vernetzung in der ETA-Fabrik: – ein Kaltwassernetz (10–20 °C) zur Kühlung von Produktionsmaschinen und des Gebäudes im Sommerlastfall; – ein Warmwassernetz (30–40 °C) zur Rückkühlung bzw.

Beheizung weiterer Maschinen sowie zur Niedertemperaturbeheizung des Gebäudes im Winter; – ein Heißwassernetz (70–85 °C) zum Antrieb der Absorptionskältemaschine, gespeist aus Hochtemperaturabwärme des Ofens sowie von zwei Blockheizkraftwerken und einem Gasbrennwertgerät.

In diese auch für die Industrie typische Grundstruktur wurden die in Bild 4 aufgezeigten Systeme integriert. Je

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A. Maier, M. Hochrein, J. Schneider, A.-M. Joppien, M. Beck: Energieeffizienz weitergedacht: die thermisch aktivierte Gebäudehülle als Teil einer Prozesskette Tab. 2 Typische Temperaturen im Umfeld einer Produktionsprozesskette der Metallbearbeitung Typical temperatures in the surroundings of a metal working production process chain

Raumabluft Abluft aus Kühlprozessen Rückluft aus Kalt- und Kühlwasseranlagen Abgase aus Verbrennungs- und Verfahrensprozessen

Typische Temperaturbereiche von Abwärmesenken 16–30 °C 20–60 °C 20–60 °C 50–450 °C

nach Betriebsszenario können einzelne Komponenten verschiedenen Netzen zugeschaltet werden.

Dieses thermohydraulische Netzwerk als Basis einer thermischen Vernetzung ermöglicht es einerseits, Abwärme aus dem Produktionsprozess effizient zu sammeln und abzuführen, andererseits kann eine effiziente Dissipation an die Umgebung oder eine Weiternutzung erfolgen.

16–26 °C 30–80 °C 50–85 °C 60–650 °C

rem Wasser aus dem Kaltwasserspeicher oder direkt aus dem Kühlprozess mittels Absorptionskältemaschine durch ein oberflächennahes und feines, kapillarähnliches Leitungsnetz durchströmt. Darüber hinaus verfügbare Abwärme wird durch den Transport von warmem Wasser durch den äußeren Teil der Gebäudehülle passiv an die Umgebung abgeführt. Falls sich kein Temperaturgefälle zwischen aktivierten Fassaden- und Dachplatten sowie der Umgebungsluft einstellt, lässt sich dieses mit einer Berieselung des Dachs mit Grauwasser und der einhergehenden Verdunstungskühlung realisieren. Zur Beheizung des Gebäudes im Winter kann warmes Wasser aus den Speichern oder dem Maschinenkühlprozess durch die kapillarähnlichen Rohrleitungen geführt werden. Durch die Funktion der äußeren Gebäudehülle als Massivab­ sorber kann zudem aufgenommene solare Energie in das

Quelle: PTW, TU Darmstadt

Dabei spielt die Gebäudehülle bei der Optimierung energieintensiver Produktionsprozesse eine wichtige Rolle.

Die in der Raumluft befindliche prozessbedingte Überschusswärme wird gesammelt und einem geeigneten Produktionsschritt zugeführt oder in Speichern konserviert.

Zur Gebäudekühlung werden die Wand- und Dachelemente raumseitig mit im Verhältnis zur Raumluft kühle-

Raumzuluft Raumbeheizung Wässrige Reinigungsbäder Wärmewandler

Quelle: PTW, TU Darmstadt [3]

Typische Temperaturbereiche von Abwärmequellen

Bild 4 Technische Umsetzung der thermischen Vernetzung in der ETA-Fabrik Technical realization of the thermal networking at the ETA factory

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Speichersystem abgeführt werden. Ein wichtiger Aspekt hierbei ist die Tatsache, dass die Aktivierung der Gebäudehülle im Grunde nach bereits eine von den Römern praktizierte Technik (Hypokaustenböden) ist, die in den letzten Jahren wieder zunehmend aus dem Nischendasein heraustritt und einer breiteren Anwendung entgegenstrebt [4]. Somit wird auch klar, dass das Grundprinzip thermisch aktivierter Bauteile keine Hightech-Wissenschaft darstellt, sondern im positiven Sinne eine Lowtech-Anwendung ist, die unter entsprechenden Randbedingungen, wie das Vorhandensein großer Flächen und – für die Nutzung von Umweltenergien – bei geringen Temperaturdifferenzen zwischen der zu beeinflussenden Temperatur und der Medientemperatur, sehr effizient betrieben werden kann. Im Wohnungsbau spielt der Faktor Mensch mit seinem wärmephysiologischen Empfinden eine wesentliche Rolle bei der zielgerichteten Regelung derartiger Heiz- und Kühlsysteme, im Falle von vernetzten Industriegebäuden kommt zur Raumluftkonditionierung das Thema der Prozesswärme-/Prozesskältebereitstellung mit den damit verbundenen geringen Temperaturbereichen erschwerend hinzu.

3

Das Prozess-Maschinenhaus mit innovativer Schale und effizientem Kern

3.1

Konstruktionsmerkmale der Gebäudehülle aus Beton

Für die thermische Aktivierbarkeit bedarf es spezieller Hüllelemente, die als große Heiz- und Kühlflächen fungieren (Bild 5).

Diese, in Dach- und Wandbereich einheitliche Hüllkon­ struktion wurde im Hinblick auf die Flexibilitätsanforderungen von Industriebauten modular mit Betonfertigteilen

Quelle: Dietz-Joppien Planungsgesellschaft, Frankfurt

Bevor eine thermische Vernetzung umgesetzt wird, müssen Maschinen und Komponenten hinsichtlich ihrer Effizienz optimiert werden. Die Vernetzung schafft sowohl energetische als auch örtliche Abhängigkeiten, die sorgfältig abzuwägen sind. Zweifellos steigert sie jedoch in einer Fabrik die Effizienz im Sinne der Primärenergieein-

sparung. Für die praktische Umsetzung müssen der Energiebedarf und der aktuelle Zustand des Energiesystems in einer Prozesskette bekannt sein, um zukunftssicher zu investieren. Sowohl der Energiebedarf als auch die Kosten können so effektiv reduziert werden. Vor diesem Hintergrund werden in der ETA-Fabrik in Echtzeit kontinuierlich mehr als 2 000 Datenpunkte von verschiedensten Sensoren sowie Aktoren im Rahmen eines Energiemonitorings erfasst und von einem Energiemanagement ausgewertet, um so fundierte Maßnahmen zur Energiekosten- und Emissionssenkung abzuleiten. Hierbei werden nicht nur konventionelle, statische Regelungsstrategien angewendet, sondern auch prädiktive Verfahren unter Einbeziehung zukünftiger Prognosedaten (Produktionsprogramm, Wetter etc.) sowie Simula­tionsdaten.

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Bild 5 Thermisch aktivierte Dach- und Wandelemente innen (rot) und außen (blau) Thermally activated roof and wall elements inside (red) and outside (blue)

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Quelle: ISM+D, TU Darmstadt

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Bild 7 Lage der kapillarähnlichen Rohrleitungen im Stahlbetonfertigteil unter­halb der äußersten Bewehrungslage kurz vor der Betonage Position of the capillary-like piping system in the prefabricated re­ inforced concrete part beneath the outermost reinforcement layer, shortly before pouring the concrete

konstruiert. Beton als regional verfügbarer Verbundbaustoff erweist sich hier als besonders geeignet, da er in Abhängigkeit von seiner Konstruktionsdicke sowohl ein guter Wärmeleiter als auch ein sehr guter Wärmespeicher ist: – Ersteres wird im Falle der thermischen Aktivierung durch eine rasche Strahlungswärmeübertragung verwendet und – Zweiteres garantiert im passiven Fall in Kombination mit einer Wärmedämmung ein angenehmes Raum­ klima.

Darüber hinaus ist Beton sehr flexibel formbar, sowohl vor Ort als auch werkseitig sehr gut verarbeitbar und nicht zuletzt, im Gegensatz zu anderen Baustoffen, absolut nicht brennbar, weswegen keine weiteren brandschutztechnischen Maßnahmen konstruktiver Art ergriffen werden müssen. In Kombination mit einem an der Modellfabrik erstmalig verwendeten zementgebundenen (Beton-)Schaum entsteht hier ein nahezu sortenreiner Aufbau der in Bild 6 dargestellten Gebäudehüllelemente.

Diese können einfach in ihre Einzelschichten getrennt und aufgrund ihres mineralischen Charakters später der Wiederverwertung zugeführt werden.

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Quelle: Andreas Maier, ISM+D

Quelle: Andreas Maier, TU Darmstadt

Bild 6 Konstruktiver Aufbau der thermisch aktivierten Gebäudehüllelemente aus Beton im Dach- und Wandbereich Structural design of the thermally activated concrete building envelope elements in the roof and wall area

Bild 8 a) Thermografieaufnahme der inneren Wandoberfläche während des Heizbetriebs, b) Thermografieaufnahme der inneren Wandoberfläche während des Kühlbetriebs a) Thermography image of the inner wall surface during heating operation, b) termography image of the inner wall surface during cooling operation

Der Aufbau der 3 m breiten und ca. 10 m hohen Wandbzw. 20 m langen Dachelemente besteht raumseitig aus Pi-plattenförmigen Elementen aus schlaff bewehrtem Stahlbeton der Festigkeitsklasse C50/60 mit Steghöhen von 70–150 cm. In die Elemente sind oberflächennah kapillarähnliche Rohrleitungen aus Polypropylen im Bereich der nur 12 cm dicken Elementspiegel eingelegt (Bild 7).

Dieses wasserführende Rohrleitungsnetz besitzt einen Rohrinnendurchmesser d = 3 mm bei einem Abstand der Rohre untereinander von 15 mm. Diese wurden in Form von Matten mit einer Abmessung von 1,15 m × 7,5 m unterhalb der oberen Plattenbewehrung bzw. zentrisch in die Fassadenelemente eingebaut. Aufgrund der Engmaschigkeit seiner Leitungen gewährleistet dieses Netz einerseits ein sehr homogenes Temperaturfeld (Bild 8), andererseits stellt es durch seine Anordnung einer Tichelmann-Schaltung ein einfaches, hydraulisches System mit hoher Re­ dundanz im Falle von Schäden an einer Rohrleitung dar.

Werkseitig wurde auf diese Betonfertigteile unmittelbar nach erfolgter Betonage auf die noch frische Betonoberfläche ein ultraleichter, mineralisierter Schaum als Dämmung in Dicken von 30–40 cm aufgebracht. Die Wärme-

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leitfähigkeit des Schaums beträgt λdry = 0,06 W/mK bei einer Zielrohdichte von ρ = 180 kg/m3 [5]. Die besondere Herausforderung besteht in der Herstellung des mineralisierten Schaums im Rahmen eines neu entwickelten semikontinuierlichen Verfahrens entsprechend Bild 9. Die hydratisierende Festigkeitsentwicklung des Zements stabilisiert den metastabilen wässrigen Schaum und ermöglicht so eine werkseitige wie auch baustellenseitige Herstellung ohne Autoklavierung und einer damit einhergehenden Beschränkung in der Bauteilgröße. Über die Konsistenz und das Abbindeverhalten der kontinuierlichen Phase von mineralischen Schäumen lässt sich die spätere Größenverteilung der mehrheitlich runden und geschlossenen Poren bei konstanter Rohdichte im festen Zustand steuern [5] (Bild 10). Der Einfluss der Porenverteilung von festen, mineralisierten Schäumen auf deren Wärmeleitfähigkeit ist im Rahmen der anwendungsrelevanten und einstellbaren Strukturen jedoch begrenzt. Vergleicht man bspw. die Differenz der äquiva­ lenten Wärmeleitfähigkeiten ruhender Luft in kleinen Poren mit 0,5 mm und 2 mm Durchmesser, so liegt sie mit 0,00875 W/(mK) im Bereich des messtechnisch nur schwer Nachweisbaren. Ferner ist zu berücksichtigen,

Quelle: Albrecht Gilka-Bötzow, WiB [4]

Quelle: Albrecht Gilka-Bötzow, WiB [5]

Bild 9 Herstellungsprozess von mineralisiertem Schaum im semikontinuierlichen Verfahren Manufacturing process of mineralized foam in a semi-continuous process

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Bild 10 Morphologie des Schaums unter dem Mikroskop Morphology of the foam under the microscope

dass der mineralisierte Schaum stets eine Struktur mit Poren unterschiedlicher Größe aufweist. Dieser Umstand eröffnet die Möglichkeit, künftig weitgehend unabhängig von der Wärmeleitfähigkeit mechanische Optimierungen der Porenstrukturausbildung vorzunehmen.

Eine Bewertung der Ökobilanz des entwickelten Schaumbetons auf Basis von Primärdaten und einem Stoffstrommodell im Vergleich mit herkömmlichen, organischen Dämmmaterialien auf Basis von EPD ergibt, dass der mineralisierte Schaum, trotz der größeren erforderlichen Dicke von 25 cm im Bezug zu einem fiktiven U-Wert von 0,24 W/m2K als funktionelle Einheit, einen geringeren Gesamtenergiebedarf von 106 MJ/m2 für das Produktionsstadium von der „Wiege bis zum Werkstor“ und somit eine geringere Ressourcenbeanspruchung aufweist als die auf Mineralölbasis hergestellten Dämmstoffe [6]. Weiterhin ist der Anteil an erneuerbaren Energien im Gesamtenergieverbrauch deutlich höher. Ressourcenbeanspruchend ist hierbei vor allem der im Schaum verwendete Zement, wenngleich dieser im Stoffraum nur einen Anteil von 10 % gegenüber 90 % wässrigem Schaum ausmacht.

Im Hinblick auf die emissionsbedingten Umwelteinwirkungen, ausgedrückt durch das Treibhauspotenzial (GWP), hat der mineralisierte Schaum ein bis zu 4,5-fach höheres Erderwärmungspotenzial als expandiertes Polystyrol gleicher Dämmwirkung (Tab. 3). Auch hier ist der verwen­ dete Zement bzw. der Brennprozess zur Zementklinkerherstellung ursächlich für die hohen Emissionen. Dabei

Tab. 3 Vergleich mineralisierter Schaum mit EPS und XPS bei einem Vergleichs-U-Wert von 0,24 W/m2K als funktionelle Einheit Comparison mineralized foam with EPS and XPS at a comparative U value of 0.24 W / m2K as a functional unit

Parameter

Mineralisierter Schaum

EPS Dalmatinerplatte

XPS Hartschaumplatte

λ [W/mK] derf [m] GWP [kg CO2-Äquv./m2] PEe [MJ/m2] PEne [MJ/m2] PEges [MJ/m2]

0,060 0,250 31,230 15,190 90,400 105,590

0,035 0,146 6,840 3,600 196,880 200,480

0,035 0,146 8,680 3,110 263,960 267,060

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Quelle: Eibe Sönnecken, Darmstadt

Die Auswirkungen auf Umwelteinwirkungen aus der Nutzung sowie vor allem aus der Entsorgung sind hierbei nicht berücksichtigt und würden je nach Möglichkeit einer sortenreinen Trennung von organischen und anorganischen Materialien sowie den Recyclingmöglichkeiten der Dämmstoffbestandteile erhebliche Auswirkungen auf die ökologische Nachhaltigkeit haben.

Bild 11 Fassadenplatten aus mikrobewehrtem, ultrahochfestem Beton (mrUHPC) Façade panels made of micro-reinforced, ultra-high-performance concrete (mrUHPC)

Diese Platten weisen, durch die Kombination eines besonders dichten Mörtels und einer im Querschnitt gleichmäßig verteilten Mattenbewehrung mit einer Drahtdicke von 1 mm und einer Maschenweite von 12 mm, einerseits eine Wärmeleitfähigkeit von λ = 5 W/(mK), andererseits, neben den für UHPC üblichen hohen Druckfestigkeiten, auch hohe Biegezugfestigkeiten von 35 MPa [7, 8] auf.

Aus diesem Grund können die Elemente trotz ihrer Größe sehr schlank dimensioniert werden und unterstützen damit den Effekt einer schnellen thermischen Aktivierung und Wärmeübertragung.

Die multifunktionalen Hüllelemente vereinen somit die Funktionen des Tragens, des Dämmens, des Begrenzens sowie des thermischen Interagierens, reduzieren daher Schnittstellen und somit potenzielle Fehlerquellen. Da­ rüber hinaus kann die „passive“ Rolle von Tragwerk und Gebäudehülle sowie die aus energetischer Sicht zu stark einschränkende und häufig isolierte Betrachtung der Wirkung von Dämmstoffen als Maß für die Güte der Energie-

Quelle: Andreas Maier, ISM+D

resultieren knapp 40 % aus dem Energieeinsatz der Brennstoffe, wobei dieser Anteil im Zuge des Umstiegs auf erneuerbare Energien weiter abnehmen wird. Die anderen 60 % sind prozessbedingte Emissionen aus der reinen Umwandlung des Kalksteinrohmehls in Zementklinker unter Freisetzung von CO2. Der Einsatz von Betonzusatzstoffen als Zementklinkersubstitut stellt hierbei eine Möglichkeit dar, CO2-Emissionen zu reduzieren, sofern hierbei nicht der Fokus auf Stoffen liegt, die aus anderen Pro­ duktionszweigen anfallen, die ebenfalls aus Klima­ schutz­gründen auf lange Frist keine Zukunft haben werden.

Den äußeren Abschluss der Gebäudehülle bilden mechanisch hoch beanspruchbare Fassaden-/Dachplatten aus mikrobewehrtem ultrahochfestem Beton (mrUHPC) mit einer Dicke von 5,5 cm (Bild 11).

Bild 12 Statisches System des Primärtragwerks der Halle mit Querkraftgelenken im Übergang von Wand- zu Dachelementen Static system of the primary structure of the hall with lateral force joints in the transition from wall to roof elements

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Bild 13 Elementtemperaturentwicklung über die Zeit bei gegebener Vorlauftemperatur der Kapillarrohr­ matten Element temperature development over time at a given incoming temperature of the capillary pipe matting

effizienz von Gebäuden überwunden werden. Jedoch ist bei der statischen Berechnung darauf zu achten, dass Lastfälle, resultierend aus den Temperaturbeanspruchungen der Bauteilaktivierung, auf jeden Fall zu berücksichtigen sind. Aufgrund des statischen Konzepts mit einem Zwei-Gelenkrahmen (Bild 12), der an den Fußpunkten eingespannt ist und im Übergang vom Wand- zum Dachbereich ein Querkraftgelenk aufweist, ergeben sich aus den Temperaturdifferenzen nur geringe Zwängungen, dafür jedoch relative Verformungen zwischen den Bauteilen. Diese wurden in der konstruktiven Ausbildung der Anschlüsse und Fugen berücksichtigt.

Thermische Leistungsfähigkeit der Gebäudehülle

Das Konzept der ETA-Fabrik basiert auf der Interaktion von Gebäudehülle und Produktionsprozessen mit dem Ziel, auf eine konventionelle, elektrisch angetriebene Raum­ luftkonditionierung ebenso wie auf die isolierte Kühlung von Maschinenkomponenten verzichten zu können. Produktionsprozesse erfordern weiterhin eine kurze Reaktionszeit zur Bereitstellung von Wärme und Kälte. Um diese zu erreichen, müssen die entsprechenden gebäudeseitigen Prozesse schnell vonstattengehen. Diese Anforderung kann eine konventionelle Betonkernaktivierung nicht erfüllen, da sie die thermische Speichermasse der Bauteile nutzt und somit phasenversetzt arbeitet.

Genau an diesem Punkt setzt die oberflächennahe Aktivierung der Gebäudehüllelemente in Kombination mit sehr geringen Materialdicken an. Dieses Wirkprinzip ermöglicht eine hohe thermische Reaktivität der Bauteile sowie eine nahezu gleichmäßige Temperaturverteilung in den Querschnitten der äußeren Gebäudehülle. Es ist z. B. möglich, die Temperatur innerhalb des Fassadenquerschnitts gleichmäßig von 30 °C auf 45 °C binnen etwa 20 min anzuheben [9] (Bild 13). Die Durchflussgeschwindigkeit des Wasser-Glykol-Gemischs in dem kapillarähnlichen Rohrleitungsnetz liegt hier bei 0,5 m/s.

Die thermisch aktivierten Bauteile der ETA-Fabrik erzielen Heizleistungen bis 95 W/m2 (38 kW) in den Dach-

Quelle: Andreas Maier, ISM+D

3.2

Bild 14 a) Entwicklung der Hallenraumtemperatur während der Produktion (weiße Bereiche) und während der Kühlung (blaue Bereiche), b) Entwicklung der Behaglichkeit nach W. Frank für die Produktionsund Kühlphase a) Development of indoor temperature during production (white areas) and during cooling (blue area), b) development of comfort according to W. Frank for the production and cooling phase

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und Wandflächen, die Kühlleistungen erreichen 92 W/m2 (35 kW), wobei der Volumenstrom 8 m3/h und die Differenz zwischen Vor- und Rücklauftemperatur jeweils lediglich 2 K beträgt; weiterhin liegt im Lastfall Heizen die max. Vorlauftemperatur bei nur 31 °C. Der gewünschte Effekt der Raumluftkonditionierung in Kombination mit einer Steigerung der Behaglichkeit kann erreicht werden, wie die Bilder 14a, 14b zeigen. Hierbei wurde ohne Gegenkühlung 8 h in der ETA-Fabrik produziert und anschließend 15 h durch die thermisch aktivierten Bauteile gekühlt. Die Temperatur stieg zunächst um ca. 4 K an und wurde anschließend wieder knapp unter das Ausgangsniveau heruntergekühlt. Der COP (Coefficient of Performance) lag in diesem Fall bei 28.

Für die niedrigen und mittleren Temperaturniveaus erfolgt die Energiespeicherung in externen, erdberührten Betonbehältern, auf Hochtemperaturniveau hingegen in einem externen Vakuumspeicher auf der Gebäudeostseite.

Zur Unterstützung der Wärmeabfuhr über die äußere Gebäudehülle dient eine auf dem Dach installierte Berieselungsanlage, die von einer erdberührten Regenwasserzisterne auf der nordwestlichen Gebäudeecke gespeist wird.

4

Gestaltung und Funktion der Modellfabrik

4.1

Architektonisches Konzept

Die Modellfabrik befindet sich prominent am Eingang zum Campus Lichtwiese in einem Bereich, der mit dem bereits bestehenden Blockheizkraftwerk dem Thema „Energie“ gewidmet ist. Mit einer Länge von 40 m und einer Breite von 20 m erstreckt sich der linear ausgerichtete Baukörper in Nord-Südrichtung und wird von Norden her erschlossen. Das Gebäude beherbergt einen dreigeschossigen Bürobereich mit Seminar- und Besprechungsräumen sowie Technikräume im Untergeschoss (Bild 15). Im südlichen Gebäudeteil befindet sich der 11 m hohe Hallen-/Produktionsbereich mit einer Fläche von 550 m2 (Bilder 16, 17).

Längsseitig begrenzt die thermisch aktivierte, massive Hüllkonstruktion den Baukörper. Die einheitlich gestalteten Stahlbetonfertigelemente definieren dabei einem Rahmen gleich Wände und Dach. Im Kontrast zu den opaken Hüllelementen an den Gebäudelängsseiten begrenzen an den nördlichen und südlichen Stirnseiten transparente Ganzglasfassaden den Raum und gewährleisten Transparenz mit spannungsvollen Ein- und Aus­ blicken (Bild 18).

Für Produktionsanlagen sind das Auftreffen sowohl der langwelligen Solarstrahlung als auch des sichtbaren Anteils des Lichtspektrums problematisch. Erstere führt zu temperaturinduzierten Verformungen der Maschinen und deren Antriebe und somit zu minderer Prozessquali-

Quelle: Dietz-Joppien Planungsgesellschaft, Frankfurt

Einem ganzheitlichen und synergetischen Planungsansatz folgend, vernetzt die Modellfabrik ETA die Teilsysteme Maschine, Gebäudetechnik und Bauwerk. Der im Rahmen des Projekts verfolgte Ansatz für den Industriebau

entwickelt Gestalt, Funktion, Konstruktion und Gebäudehülle von innen nach außen; Mensch und Maschine definieren die Anforderungen an die energieeffiziente Fabrik der Zukunft – und nicht umgekehrt.

Bild 15 Grundriss Erdgeschoss Floorplan ground floor

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Quelle: Dietz-Joppien Planungsgesellschaft, Frankfurt

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Quelle: Dietz-Joppien Planungsgesellschaft, Frankfurt

Bild 16 Gebäudelängsschnitt Building longitudinal section

Bild 18 Südostansicht der ETA-Fabrik South-east view of the ETA factory

tät, Zweiteres zu Blendbeeinträchtigungen des die Maschinen bedienenden Personals. Dennoch ist im Hinblick auf eine gute Arbeitsplatzqualität ein möglichst hoher Tageslichteinfall anzustreben. An der Südfassade der ETAFabrik sind durchweg Sonnenschutzgläser mit einem g-Wert von max. 0,28 verbaut, die eine Beeinflussung des Raumklimas zusätzlich zur Maschinenabwärme minimieren. Maschinenverzug und Blendeinwirkung werden durch richtungsselektive Lamellen im Scheibenzwischenraum in den oberen beiden Dritteln der Fassade gewährleistet. Die Lamellen lenken das einfallende Sonnenlicht zur Hallendecke und ermöglichen in Kombination mit tageslichtabhängig gesteuerten, dimmbaren LED-Leuchten eine bestmögliche Tageslichtausnutzung in der Halle sowie eine Reduzierung des Kunstlichtbedarfs. Im unteren

Quelle: Eibe Sönnecken, Darmstadt

Quelle: Eibe Sönnecken, Darmstadt

Bild 17 Gebäudequerschnitt Building cross section

Bild 19 Die südliche Elementfassade mit lichtlenkenden Lamellen im Scheibenzwischenraum der Zweifach-Isolierverglasung (oben) und den parametrischen Fassadenelementen (unten) The south-facing element façade with light-directing lamellae in the gap between the insulating glass panes of the double-glazing units (above) and the parametric façade elements (below)

Drittel der Elementfassade wurden beidseitig der Tor­an­ lage parametrisch auskragende Fassadenelemente mit voll­ ständig geklebten und teilweise siebbedruckten Stufen­ gläsern eingesetzt (Bild 19).

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Nach Norden, im Bereich der Büros, wurde die Hülle als Structural-Glazing-Fassade mit einer Pfosten-Riegelkon­ struktion ausgeführt. Mit dem Ziel der Optimierung des Wärmeschutzes wurden in die Scheibenzwischenräume der opaken Öffnungselemente vliesbelegte Vakuumisolierpaneele eingelegt. Der Ug-Wert dieser Elemente beträgt lediglich 0,23 W/m2K im Vergleich zu den transparenten Zweischeiben-Isoliergläsern mit einem Ug-Wert von 1,1 W/ m2K (Bild 21).

Ein genügend weiter Abstand der Maschinen von der Fassade sowie die Neigung der Scheiben gewährleisten auch hier einen ausreichenden Blendschutz an den Arbeitsplätzen. Deren geometrische Anordnung wurde aus dem standortspezifischen Sonnenverlauf hergeleitet, sodass die seitlichen Dreieckelemente sowie die mittlere obere Trapezscheibe einen zusätzlichen Beitrag zum Sonnen­schutz übernehmen. Gleichzeitig werden über die mittlere untere, vollständig transparente Trapezscheibe Blickbeziehungen zwischen dem Forschungsfeld und seinem umgebenden Campus hergestellt (Bild 20).

4.2 Weiterhin ist die gesamte Fassade konstruktiv an die Randbedingung der thermisch aktivierten Dach- und Längsfassade angepasst.

Quelle: Eibe Sönnecken, Darmstadt

An Ost- und Westfassade sorgt ein im Scheibenzwischenraum integriertes transluzentes Kapillarsystem für eine gleichmäßig diffuse Lichtstreuung in das Gebäude.

Quelle: Eibe Sönnecken, Darmstadt

Bild 20 Zweigeteilte Elementfassade mit integrierter Toranlage Segmented element façade with integrated gate system

Planung im Spannungsfeld von Maschinenbauern und Maschinenhausbauern

Innovationen werden häufig an den Schnittstellen der Fachdisziplinen getätigt. Ohne die interdisziplinäre Zusammenarbeit zwischen Maschinenbauern, Haustechnikern, Bauingenieuren und Architekten können derartig komplexe Aufgaben nicht bearbeitet werden. Auch wenn Energie- und Ressourceneffizienz im System mit den Maschinen, der neuartigen, energetisch aktivierbaren Gebäudestruktur und Gebäudehülle und den thermischen und elektrischen Energiespeichern im Vordergrund stehen, tragen viele kleine Details zur Arbeitsplatzqualität und Kommunikation in einer Fabrik bei. Dessen müssen sich Fachingenieure immer wieder aufs Neue bewusst sein.

Die in der kurzen Entwicklungszeit umgesetzten Innovationen waren nur möglich, weil das gesamte Forschungsund Planungsteam mit den vielen Partnern aus Bau, Industrie, Fördergebern und der Bauherrenschaft transparent und ergebnisoffen zusammengearbeitet hat. Um die Herausforderungen der Zukunft meistern zu wollen, müssen die Grenzen der Fachdisziplinen noch weiter übereinandergeschoben werden.

5 Zusammenfassung Die Integration von Bauteilen aus Beton in das Konzept zur Energieversorgung, Energiewandlung, Energiespeicherung und Energienutzung sowie deren thermische Aktivierung bieten besondere Vorteile für energieeffiziente Gebäude. Hier kann die „passive“ Rolle von Tragwerk und Gebäudehülle sowie die aus energetischer Sicht zu stark einschränkende, häufig isolierte Betrachtung der Wirkung von Dämmstoffen als Maß für die Güte der Energieeffizienz von Gebäuden überwunden werden. Im Neubau ETA-Fabrik auf dem Campus Lichtwiese der TU Darmstadt wurden hierzu multifunktionale Gebäudehüllelemente aus Beton in Fertigteilbauweise im Wandund Dachbereich verbaut, deren innere Tragstruktur und äußere Wetterschutzschicht durch wasserführende, kapillarähnliche Rohrleitungsnetze nahe den Betonober­ flächen zum Heizen und Kühlen thermisch aktiviert sind und deren Dämmschicht erstmals aus einem ultraleichten Schaumbeton hergestellt ist.

Bild 21 Nordfassade mit transparenter Festverglasung und opaken SenkKlapp-Öffnungsflügeln mit Vakuumisoliereinlage North-facing façade with transparent fixed glazing and opaque, projected top-hung windows with vacuum insulation

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Literatur [1] BDEW (2019) Verteilung des Stromverbrauchs in Deutschland nach Verbrauchergruppen im Jahr 2018* [online].

Hamburg: Statista [Stand: 29. März 2019]. https://de.statista. com/statistik/daten/studie/236757/umfrage/stromverbrauch-­ nach-sektoren-in-deutschland [Zugriff am: 26. Nov. 2019] [2] Schneider, J.; Garrecht, H.; Maier, A; Gilka-Bötzow, A. (2014) Ein multifunktionales und energetisch aktives Fassadenelement aus Beton in: Bautechnik 91, H. 3, S. 167–174. https://doi.org/10.1002/bate.201400005 [3] Abele, E.; Beck, M.; Flum, D. et al. (2019) Gemeinsamer Schlussbericht zum Projekt ETA-Fabrik: Energieeffiziente Fabrik für interdisziplinäre Technologie- und Anwendungsforschung. Technische Universität Darmstadt.

[4] Glück, B. (1981) Strahlungsheizung – Theorie und Praxis.

Berlin: C. F. Müller-Verlag.

[5] Gilka-Bötzow, A. (2016) Stabilität von ultraleichten Schaumbetonen – Betrachtung instationärer Porenstrukturen [Dissertation]. Technische Universität Darmstadt. Berlin: Springer Vieweg.

Autoren Dipl.-Ing. Andreas Maier, M. Eng. (Korrespondenzautor) maier@ismd.tu-darmstadt.de Technische Universität Darmstadt Institut für Statik und Konstruktion, ISM+D Franziska-Braun-Str. 3 64287 Darmstadt

Dipl.-Ing. Architekt Martin Hochrein hochrein@dietz-joppien.de Dietz • Joppien Planungsgesellschaft mbH Schaumainkai 69 60596 Frankfurt am Main Prof. Dr.-Ing. Jens Schneider schneider@ismd.tu-darmstadt.de Technische Universität Darmstadt Institut für Statik und Konstruktion, ISM+D Franziska-Braun-Str. 3 64287 Darmstadt Prof. Dipl.-Ing. Architekt Anett-Maud Joppien, M. Arch. joppien@dietz-joppien.de Technische Universität Darmstadt Fachgebiert Entwerfen und Gebäudetechnologie El-Lissitzky-Straße 1 64287 Darmstadt

[6] Ackermann, K. (2016) Ökobilanzierung von mineralisiertem Schaum und mikrobewehrtem UHPC [BSc-Thesis]. Tech­ nische Universität Darmstadt.

[7] Wörner, J. D.; Hauser, S. (1999) DUCON, ein innovativer Hochleistungsbeton in: Beton- und Stahlbetonbau 94, H. 2, S. 66–75. https://doi.org/10.1002/best.199900190 [8] Wörner, J. D.; Hauser, S. (1999) DUCON, ein innovativer Hochleistungsbeton in: Beton- und Stahlbetonbau 94, H. 3, S. 141–145. https://doi.org/10.1002/best.199900320 [9] Maier, A.; Gilka-Bötzow, A.; Schneider, J. (2015) An energy active facade element from mineralized foam and microreinforced, ultra-high-performance concrete in: Journal of Facade Design and Engineering 3–4, no. 3, pp. 289–301. https://doi.org/10.3233/fde.160046

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A. Maier, M. Hochrein, J. Schneider, A.-M. Joppien, M. Beck: Energy efficiency thought further: the energy activated building envelope as part of the process chain

Dipl.-Wirtsch.-Ing. Martin Beck m.beck@ptw.tu-darmstadt.de Technische Universität Darmstadt Institut für Produktionsmanagement, Technologie und ­Werkzeugmaschinen, PTW Eugen-Kogon-Straße 4 64287 Darmstadt

Zitieren Sie diesen Beitrag Maier, A.; Hochrein, M.; Schneider, J.; Joppien, A.-M.; Beck, M. (2021) Energieeffizienz weitergedacht: die thermisch aktivierte Gebäudehülle als Teil einer Prozesskette. Bautechnik 98, H. 1, S. 29–41. https://doi.org/10.1002/bate.201900107 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 4. Dezember 2019; angenommen: 21. Oktober 2020.

Bautechnik 98 (2021), Heft 1 41

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DOI: 10.1002/bate.202000063

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Michael Reiterer, Joachim Muik

Experimentelle Untersuchung eines passiven Festkörperschwingungsdämpfers für Ingenieurkonstruktionen Im Aufsatz wird die Effektivität eines passiven Festkörperschwingungsdämpfers zur Reduktion der infolge dynamischer Einwirkungen ausgelösten erzwungenen Schwingungen von turmartigen Ingenieurkonstruktionen wie z. B. Windenergieanlagen experimentell an einem Modellversuchsstand untersucht und bewertet. Der Modellversuchsstand besteht aus einem mit geringer Strukturdämpfung ausgeführten eingeschossigen Stockwerkrahmen, dessen Grundeigenfrequenz auf ca. 1 Hz abgestimmt wird. Zu Vergleichszwecken wird im Modellversuchsstand auch die Effektivität eines konventionellen passiven Flüssigkeitsdämpfers untersucht und die erzielten Ergebnisse miteinander verglichen. Der Festkörperschwingungsdämpfer besteht aus einer halbkreisförmigen Bahn, in der eine zylindrische Walze eine reibungsbehaftete Rollbewegung ausführt. Der untersuchte Schwingungsdämpfer weist somit eine Analogie zum konventionellen Pendeldämpfer auf. Zu Beginn werden die theoretischen Grundlagen und die optimale Abstimmung der im Modellversuchsstand untersuchten Schwingungsdämpfertypen dargelegt. Es werden freie Schwingversuche des Stockwerk­ rahmens ohne und mit aktivierten Schwingungsdämpfern durchgeführt und die in den Versuchen erzielte Schwingungsdämpfungseffektivität wird für den Festkörperschwingungsdämpfer und für den Flüssigkeitsdämpfer dargelegt.

Experimental investigation of a passive solid body vibration damper for engineering structures This paper deals with the effectivity of a solid body damper for tower like constructions such as wind turbines. To research and evaluate the effectivity, a small-scale model of the damper and a single level frame with a low resonant frequency of 1 Hz are combined. In addition, the model of the solid body damper is compared to the model of a liquid column damper. The solid body damper consists of a semicircle track in which a cylinder is performing a rolling movement influenced by friction. This type of damper has similarities to a conventional pendulum damper. At first, the theory of both damper types and their optimal parameters are explained. Next, the oscillation of the frame without and with the two activated damper types is measured and evaluated in terms of their effectivity. The results are ­described and discussed.

Stichworte Schwingungsdämpfer; Festkörperschwingungsdämpfer; halbkreisförmige Rollbahn; Rollkörper; Flüssigkeitsdämpfer; Pendeldämpfer; Eigenfrequenz; Lehr’sche Dämpfung

Keywords vibration damper; tuned solid body damper; semicircular running surface; rolling body; tuned liquid column damper; pendulum damper; eigenfrequency; damping coefficient according to Lehr

1 Einleitung

die vorzugsweise am Ort der größten dynamischen Auslenkungen an das schwingungsanfällige Hauptsystem angekoppelt werden. Im Fall von Resonanzschwingungen des Hauptsystems setzt eine um p /2 phasenverschobene Bewegung der Dämpfermasse ein und die dem Hauptsystem entzogene Schwingungsenergie wird über das Dämpferelement in Wärme umgewandelt. Die Bezeichnung Schwingungsdämpfer wird gemäß der Konvention von Petersen [1] gewählt und sie begründet sich aufgrund des vorhandenen Dämpferelements, durch das die Energiedissipation erfolgt. Im Gegensatz dazu besteht der Schwingungstilger nur aus einem Masse- und Federelement und er weist aufgrund des fehlenden Dämpferelements kein Energiedissipationsvermögen auf.

Turmartige Ingenieurkonstruktionen wie Sendemasten, Schornsteine, Hochhäuser und Windenergieanlagen werden durch Erdbeben, Maschinen, Wind und Meereswellen dynamisch beansprucht und zu erzwungenen Schwingungen angeregt. Bei Übereinstimmung einer Erregerfrequenz mit einer Eigenfrequenz der Ingenieurkonstruktion kommt es zu Resonanzschwingungen, die insbesondere bei gering gedämpften Strukturen zu Bauwerksschäden bis hin zum Versagen führen können. Durch die Installation eines auf die maßgebende Resonanzfrequenz optimal abgestimmten Schwingungsdämpfers können die sich einstellenden Schwingungsamplituden bei Resonanzanregung auf ein verbleibendes Minimum reduziert und die natürlich vorhandene Strukturdämpfung signifikant erhöht werden. Bei den konventionellen Schwingungsdämpfern des Typs Tuned Mass Damper (TMD) handelt es sich um schwingungsfähige Zusatzsysteme, bestehend aus einer Masse, einer Feder und einem Dämpferelement, 42

Die erste bekannte Anwendung von Schwingungsdämpfern geht auf das Jahr 1909 zurück [2]. Frahm patentierte einen sog. Schlingertank zur Dämpfung der Rollbewegungen von Schiffen. Dieser wurde z. B. in den Passagierdampfern „Bremen“ und „Europa“ eingebaut, deren

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Schiffsrollbewegungen sich durch die Tanks um ca. 2/3 vermindern ließen. Die theoretischen Grundlagen zu Schwingungsdämpfern vom Typ Masse-Feder-Dämpfer (Tuned Mass Damper) wurden erstmalig von Ormondroyd und Den Hartog [3] im Jahr 1928 publiziert. Das Vorgehen zur optimalen Abstimmung des Schwingungsdämpfers auf die Eigenfrequenz eines ungedämpften Einfreiheitsgradsystems unter harmonischer Krafterregung wurde von Den Hartog [4] im Jahr 1936 umfassend und detailliert behandelt. Den Hartog stellte fest, dass die optimale Wirkung des Schwingungsdämpfers nach Wahl des Massenverhältnisses allein durch passende Festlegung seiner Eigenfrequenz und seiner Lehr’schen Dämpfung gelingt. Die Erweiterung der Theorie von Den ­Hartog auf gedämpfte Ein- und Mehrfreiheitsgradsysteme sowie auf unterschiedliche Arten der Kraft- und Wegerregung wurde in [5–9] dargelegt.

In der vorliegenden Arbeit wird ein passiver Festkörperschwingungsdämpfer mit der Kurzbezeichnung TSBD (Tuned Solid Ball Damper) vorgestellt, der im Prinzip einem konventionellen Pendeldämpfer, jedoch ohne Aufhängepunkt und somit ohne Pendelstange entspricht. Der in turmartigen Ingenieurkonstruktionen erforderliche Platzbedarf für die Installationen dieses Schwingungsdämpfertyps ist aufgrund seiner kompakten Bauform entsprechend gering. Für die Anwendung des TSBD zur Schwingungsdämpfung bei On- und Offshore-Windenergieanlagen wurde unter Mitwirkung des Erstautors als Erfinder ein Patent angemeldet [10]. Die Effektivität dieses Schwingungsdämpfertyps wird in dieser Arbeit experimentell an einem Modellversuchsstand untersucht. Zu Vergleichszwecken werden auch Versuche mit dem konventionellen Flüssigkeitsdämpfer des Typs Tuned Liquid Column Damper (TLCD) durchgeführt und den Ergebnissen des TSBD gegenübergestellt.

2 2.1

Theoretische Grundlagen der experimentell untersuchten Schwingungsdämpfer und Optimierung Passiver Festkörperschwingungsdämpfer (TSBD)

Der passive Festkörperschwingungsdämpfer besteht aus einer Stahlwalze als aktive Dämpfermasse, die in einer halbkreisförmigen Bahn eine Rollbewegung ausführt. Es gibt keine mechanischen Bauteile wie Feder- und/oder Dämpferelemente, die im Laufe der Nutzungsdauer gewartet werden müssen, daher ist der TSBD äußert kosteneffizient. Die rückstellende Wirkung bezieht der TSBD allein aus der Schwerkraft und die Energiedissipation erfolgt über Rollreibung. Durch Veränderung der Oberflächenrauigkeit der halbkreisförmigen Rollbahn kann die Eigendämpfung auf den gewünschten optimalen Wert gesteigert werden. In Bild 1 ist das mechanische Modell des TSBD in ausgelenkter Lage dargestellt. R und r definieren den Radius der Rollbahn und des Rollkörpers. Die Lagekoordinate wird mit j (t) bezeichnet und a (t) definiert den Rotationswinkel des Rollkörpers um dessen Schwerpunkt S.

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Bild 1 Mechanisches Modell des passiven Festkörperschwingungsdämpfers in ausgelenkter Lage Mechanical model of the passive solid body vibration damper in a deflected position

Zur Ermittlung der nichtlinearen Bewegungsgleichung des TSBD wird die Lagrange’sche Gleichung [11] angewendet. Die kinetische Energie T des Rollkörpers mit der Masse mR und dem Massenträgheitsmoment IS des Rollkörpers ergibt sich zu: T=

1 1 1 I ϕ 2 + mR vS2 + IS α 2 2 S 2 2

(

mit vS2 = ϕ 2 R − r

)

2

(1)

Die Winkelgeschwindigkeit ȧ ist über die Rollbedingung (reines Rollen) mit der Winkelgeschwindigkeit ϕ̇ verknüpft:

α = ϕ

(R − r)

(2)

r

Die potenzielle Energie V des Rollkörpers ergibt sich in der gezeichneten Momentanlage zu:

(

)

V = − mR g R − r cos ϕ

(3)

Die Ableitungsregeln sind gemäß der Lagrange’schen Gleichung wie folgt definiert: d  ∂T  ∂T ∂V − + = Qϕ dt  ∂ϕ  ∂ϕ ∂ϕ

(4)

In der generalisierten Kraft Qj wird die beim Rollvorgang aufgrund von Reibungseffekten (Coulombsche Reibung) sich einstellende Energiedissipation (nichtkonservative Kräfte) berücksichtigt und diese wird als äquivalente viskose Dämpfung in der Bewegungsgleichung eingeführt [1]. Ausführen der Ableitungen gemäß Gl. (4) und Einsetzen in die Lagrange’sche Gleichung liefert die nachfol-

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gend angeführte nichtlineare Bewegungsgleichung des TSBD:

ϕ + 2 ζ TSBD ω TSBD ϕ 1

+ 1+

IS mR r 2

+

(

⋅

IS

mR R − r

)

2

(

g R−r

)

sin ϕ = 0

(5)

Der Ausdruck IS/mR (R – r)2 im Nenner des Bruchs definiert das Verhältnis von Eigenträgheitsmoment des Rollkörpers in Bezug auf den Schwerpunkt zum Steineranteil des Massenträgheitsmoments in Bezug auf A. Aufgrund des bei der praktischen Ausführung des TSBD i. d. R. signifikant größeren Werts des Steineranteils kann dieser Ausdruck vernachlässigt werden (Abschn. 3.2: IS/mR (R – r)2 = 0,003 für den im Modellversuchsstand ausgeführten TSBD). Damit erhält man nach Linearisierung der Gl. (5) für kleine Schwingungen um die Gleichgewichtslage (sin j @ j) die Bewegungsgleichung des TSBD: 2 ϕ + 2 ζ TSBD ω TSBD ϕ + ω TSBD ϕ=0 2 = mit ω TSBD

1 1+

IS

⋅

mR r 2

(

g R−r

)

(6)

Die Eigenfrequenz fTSBD ergibt sich damit in Abhängigkeit von der geometrischen Form des Rollkörpers für eine Walze mit IS = (1/2) mR r2 und eine Kugel mit IS = (2/5) mR (r/2)2 zu: fTSBD,W =

1 ⋅ 2π

fTSBD,K =

1 ⋅ 2π

g

(

)

(7)

)

(8)

3 R−r 2 für eine Walze in einem Halbkreisbogen g

(

7 R−r 5 für eine Kugel in einem Halbkreisbogen

Man erkennt aus den Gln. (7), (8), dass die Eigenfrequenzen des TSBD um den Faktor √(2/3) bzw. √(5/7) niedriger als bei einem konventionellen Pendel liegen. Eine interessante Feststellung ergibt sich bei Ausführung der geometrischen Form der Rollbahn als Zykloide [12]. In diesem Fall ist die Eigenfrequenz des TSBD nämlich unabhängig von der Größe der Schwingungsamplitude, und dies stellt einen großen Vorteil gegenüber den konventionellen Pendeldämpfern dar.

2.2

Konventioneller Flüssigkeitsdämpfer (Tuned Liquid Column Damper, TLCD)

Der konventionelle Flüssigkeitsdämpfer besteht aus einem U-förmigen, teilweise mit Flüssigkeit gefüllten Rohrsystem, dass i. d. R. mit nach oben hin zur Umgebung offenen 44

Bild 2 Mechanisches Modell des konventionellen Flüssigkeitsdämpfers in ausgelenkter Lage Mechanical model of the conventional TLCD in a deflected position

vertikalen Rohrschenkeln ausgeführt wird (p1 = p2 = p0).

Alternativ dazu ist die Ausführung eines durchgehenden Verbindungsrohrs zur Gewährleistung einer freien Luftströmung zwischen den links- und rechtseitigen Wasserspiegeloberflächen oder aber der in der Höhe Ha ausgeführte dichte Abschluss der vertikalen Rohrschenkel zur Nutzung der Gasfederwirkung zur Eigenfrequenzerhöhung des TLCD möglich (Bild 2). Die Länge des horizontalen Rohrabschnitts wird mit B und der vertikale Abschnitt bis zur Höhe der Flüssigkeitsspiegeloberfläche in der Gleichgewichtslage mit H bezeichnet. Die zugehörigen Rohrquerschnitte werden mit AB und AH bezeichnet.

Die vertikalen Rohrschenkel weisen den Neigungswinkel b zur Horizontalen auf. Die Schwingungsamplitude der Flüssigkeitssäule wird mit u(t) bezeichnet.

Die rückstellende Wirkung der Flüssigkeitssäule (Dämpfermasse) ergibt sich beim TLCD analog wie beim TSBD allein aus der Schwerkraft. Die Energiedissipation erfolgt über Reibungs- und Turbulenzeffekte der Flüssigkeitsströmung. Durch Einbau von Blenden in den Flüssigkeitsstrom kann die Eigendämpfung des TLCD auf den gewünschten optimalen Wert gesteigert werden.

Die nichtlineare Bewegungsgleichung der freien Schwingung der Flüssigkeitssäule des beidseitig nach oben hin offen ausgeführten TLCD ergibt sich durch Anwenden der instationären Bernoulli-Gleichung entlang der relativen Stromlinie in ausgelenkter Lage der Flüssigkeitsspiegeloberflächen zu [11]: 2 g sin β 2  + δ L u u + ω TLCD u u = 0 mit ω 2 = TLCD Leff

(9)

Die effektive Länge des Flüssigkeitsfadens ist dabei wie folgt definiert: Leff = 2 H +

AH B AB

(10)

Der nichtlineare Turbulenzdämpfungsterm dL in Gl. (9) lässt sich für eine angenommene max. Schwingungsamplitude U0 der Flüssigkeitssäule über die Methode der harmonischen Balance [13] in den äquivalenten viskosen

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Dämpfungsterm überführen und daraus ergibt sich die linearisierte Bewegungsgleichung des TLCD zu: 2  + 2 ζ TLCD ω TLCD u + ω TLCD u u=0

mit ζ TLCD =

(11)

4U0 δ L 3π

Bei den angeführten Optimierungsgleichungen des konventionellen Flüssigkeitsdämpfers ist im Masseverhältnis m die gesamte im Rohrsystem eingeschlossene Flüssigkeitsmasse mf einzusetzen, d. h. m = mf/mH. Die Rücktransformation zu den realen Entwurfsparametern des Flüssigkeitsdämpfers gelingt mit Gl. (16).

Die Eigenfrequenz fTLCD des TLCD ist wie folgt definiert: 2 g sin β Leff

fTLCD =

2.3

(12)

Optimale Abstimmung der Schwingungsdämpfer nach Den Hartog

Zur Erzielung der optimalen Wirkung der Schwingungsdämpfer sind die zwei Entwurfsparameter d = fA/fH und zA passend zu wählen. Dabei definiert d das Verhältnis der Eigenfrequenz des Schwingungsdämpfers fA zur Eigenfrequenz des Hauptsystems fH und die zA die linear viskose Lehr’sche Dämpfung des Schwingungsdämpfers.

Die analytischen Formeln zur Ermittlung der Entwurfsparameter für einen konventionellen Schwingungsdämpfer des Typs Masse-Feder-Dämpfer (Tuned Mass Damper, TMD) unter harmonischer Krafterregung und der konservativen Annahme eines ungedämpften Hauptsystems zH = 0 wurden erstmalig von Den Hartog in der nachstehend angeführten Form dargelegt [4]:

δ opt =

fA 1 = und ζ A,opt = fH 1 + µ

(

3µ

8⋅ 1+ µ

)

(13)

3

Man erkennt in Gl. (13), dass die optimalen Entwurfsparameter des krafterregten Schwingungsdämpfers allein vom Massenverhältnis m = mA/mH abhängig sind. In der Praxis wird das Massenverhältnis i. d. R. mit 2–5 % gewählt.

Die in Gl. (13) angeführten analytischen Formeln zur Berechnung der optimalen Entwurfsparameter gelten für den konventionellen Schwingungsdämpfer des Typs Masse-Feder-Dämpfer (Tuned Mass Damper, TMD) unter harmonischer Krafterregung und sie können ohne weitere Transformation auf den im Aufsatz vorgestellten passiven Festkörperschwingungsdämpfer angewendet werden.

Für die optimale Abstimmung des zu Vergleichszwecken im Aufsatz untersuchten Flüssigkeitsdämpfers wird die in [14] angegebene Analogiebeziehung verwendet: * δ opt =

fA 1 * = = und ζ A,opt fH 1 + µ*

(

3µ *

8 ⋅ 1 + µ*

)

3

(14)

Für das einem konventionellen Schwingungsdämpfer analoge Masseverhältnis m* gilt:

µ* =

µκ 2

(

1+ µ 1−κ

2

)

δ opt,TLCD =

mit κ =

B + 2 H cos β Leff

(15)

* δ opt

(

1+ µ 1−κ

2

)

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M. Reiterer, J. Muik: Experimental investigation of a passive solid body vibration damper for engineering structures

* (16) und ζ opt,TLCD = ζ A,opt

Bei optimaler Abstimmung der Schwingungsdämpfer mit Anwendung der Optimierungsgleichungen ergibt sich der max. dynamische Vergrößerungsfaktor cdyn,H,max im interessierenden Erregerfrequenzbereich gemäß [4] zu

χ dyn,H,max =

wdyn,H,max wstat,H

= 1+

2 µ

(17)

Dabei definieren wdyn,H,max und wstat,H die max. dynamische Auslenkung des Hauptsystems zufolge einer harmonischen Erregerkraft F(t) = F0 × sinn t und die statische Auslenkung zufolge der Erregerkraftamplitude F0.

3

Beschreibung des entwickelten Modellversuchsstands [15]

3.1

Eingeschossiger Stockwerkrahmen

Für die experimentellen Untersuchungen der schwingungsdämpfenden Eigenschaften und der Effektivität des passiven Festkörperschwingungsdämpfers (TSBD) wurde ein Modellversuchsstand in der Form eines eingeschossigen Stockwerkrahmens gebaut. In Bild 3 ist ein Foto des Stockwerkrahmens und der auf der horizontalen Geschossplattform bereits installierten halbkreisförmigen Rollbahn des TSBD dargestellt. Die bei den Versuchen sich ergebenden Schwingungsantworten der Geschossplattform wurden mit einem Beschleunigungssensor gemessen. Die Abtast- und Speicherrate wurde mit 100 Hz gewählt.

Bei der Planung des Modells des eingeschossigen Stockwerkrahmens wurden eine möglichst geringe Strukturdämpfung und eine Grundfrequenz von ca. 1 Hz angestrebt. Für die Rahmenstiele wurden insgesamt vier Bleche aus Stahl S 235 (Dichte r = 7 850 kg/m3 und Elastizitätsmodul E = 2,1 × 1011 N/m2) mit einer Länge von HSt = 0,56 m und einem Querschnitt von A = 5 × 10–5 m2 am unteren Basisrahmen und an der horizontal bewegten oberen Geschossplattform biegesteif eingespannt ausgeführt. Das Flächenträgheitsmoment des Einzelblechs beträgt in die Hauptschwingungsrichtung des Stockwerk­ rahmens J = 4,17 × 10–12 m. Der untere Basisrahmen und die Geschossplattform wurden aus Aluminiumprofilen und Stahlblechen hergestellt. Die horizontal bewegte Geschossmasse beträgt ohne Rollbahnkonstruktion 2,7 kg.

Die Masse der Rollbahnkonstruktion beträgt 1,3 kg, und damit ergibt sich die Gesamtmasse der oberen Geschosse-

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bene zu m = 4,0 kg. Eine rechnerische Ermittlung der zu erwartenden Grundfrequenz kann durch Auswerten der in [11] angegebenen analytischen Gl. (18) für den eingeschossigen Stockwerkrahmen (= Hauptsystem) erfolgen.

In dieser Gleichung wird bei der Berechnung von kH die Abminderung der horizontalen Biegesteifigkeit der Rahmenstiele aufgrund der zufolge der Geschossmasse m sich einstellenden Druckbelastung in den Rahmenstielen berücksichtigt [11]. fH =

1 2π

kH mH

 π 4 EJ m g π 2  mit kH = 4  −   8 H 3 4 8 HSt  (18) St 3 und mH = m + 4 ⋅ ⋅ ρ AHSt 8

In Gl. (18) bezeichnen mH und kH die kinetisch äquivalente (bewegte) Masse des Stockwerkrahmens in der Grundschwingungsform und die effektive Ersatzfedersteifigkeit. Einsetzen der gewählten Parameter für den eingeschossigen Stockwerkrahmen liefert die Grundfrequenz mit fH,analytisch = 0,96 Hz. Würde man die Abminderung der Biegesteifigkeit aufgrund der Druckvorspannung nicht berücksichtigen, dann würde die Grundfrequenz mit 1,19 Hz gegenüber der tatsächlich gemessenen Eigenfrequenz deutlich überschätzt werden.

Mit dem in Bild 3 dargestellten Versuchsaufbau (ohne Rollkörper, aber mit der Masse der installierten Rollbahn) wurden Ausschwingversuche zur Ermittlung der

tatsächlich vorhandenen Eigenfrequenz und Lehr’schen Dämpfung durchgeführt. Dazu wurde der mit einem Beschleunigungssensor gemessene Zeitverlauf des Ausschwingvorgangs mittels FFT in den Frequenzbereich transformiert und die Eigenfrequenz wurde im Versuch mit fH = 1,0 Hz als Spitze im Frequenzspektrum identifiziert. Die Übereinstimmung mit dem vorab rechnerisch ermittelten Wert fH,analytisch = 0,96 Hz ist sehr gut. Die Lehr’sche Dämpfung des Stockwerkrahmens wurde im Zeitbereich durch Berechnung des logarithmischen Dekrements ermittelt. Hierbei wurde eine Amplitudenabhängigkeit festgestellt und es haben sich Werte im Bereich von zH = 0,6 % (bei hohen Amplituden von ca.

2,5 m/s2) und zH = 0,3 % (bei geringen Amplituden von ca. 0,25 m/s2) ergeben. Die zu Beginn der Planung des Modellversuchsstands angestrebten Ziele einer möglichst geringen Strukturdämpfung und einer Grundfrequenz bei ca. 1 Hz wurden mit der gewählten Ausführung erreicht.

3.2

Passiver Festkörperschwingungsdämpfer

Der für die Untersuchung im Modellversuchsstand entwickelte Festkörperschwingungsdämpfer (TSBD) besteht aus einer halbkreisförmigen Rollbahn mit dem Radius R = 200 mm und einer Stahlwalze mit dem Radius r = 15 mm (Bild 4). Die Stahlwalze weist eine Länge von 35 mm auf und die Masse beträgt mR = 0,20 kg. Das Masseverhältnis beträgt m = mR/m = 0,05. Die theoretischen Grundlagen zur Beschreibung der Bewegung der Stahlwalze in der halbkreisförmigen Rollbahn wurden in ­Abschn. 2.1 dargelegt. Mit den im Modellversuchsstand gewählten Parametern des TSBD ergibt sich die Grundfrequenz mit Gl. (7) zu fTSBD = 0,95 Hz, und dieser Wert entspricht der optimalen Eigenfrequenz nach Den Hartog (Abschn. 2.3, Einsetzen von m = 0,05 in den Ausdruck für dopt in Gl. (13)). Die optimale Größe der Lehr’schen Dämpfung ergibt sich durch Auswerten des Ausdrucks zA,opt in Gl. (13) zu zTSBD,opt = 12,7 %.

Die Rollbahn wurde aus einem dünnen Stahlblech mit der Breite von 150 mm gefertigt und an einem Kunst-

Bild 3 Modellversuchsstand: eingeschossiger Stockwerkrahmen mit installierter halbkreisförmiger Rollbahn des TSBD Experimental model setup: single-story framed structure with semicircular running surface of the TSBD attached

46

Bild 4 Prinzipskizze des im Modellversuchsstand untersuchten passiven Festkörperschwingungsdämpfers Schematic diagram of the investigated passive tuned solid ball damper

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Bild 5 Foto des im Modellversuchsstand untersuchten passiven ­Festkörperschwingungsdämpfers Picture of the investigated passive tuned solid ball damper

stoffrahmen, der exakt die Form eines Halbkreisbogens mit R = 200 mm aufweist, befestigt (Bild 5). Das dünne Stahlblech ist einfach formbar, jedoch weist die Oberfläche einen sehr geringen Reibbeiwert mit entsprechend geringem Energiedissipationsvermögen auf. Zur Steigerung des Reibungskoeffizienten der Rollbahn und damit der Eigendämpfung des TSBD wurde die Stahloberfläche mit einem einseitig klebenden Kunststoffgewebeband beschichtet. Ohne diese Beschichtung würde es bei großen Auslenkungen der Stahlwalze zu einem unerwünschten Gleiten der rollenden Dämpfermasse kommen und damit wäre die optimale Wirkung des TSBD nicht mehr gegeben.

Die Eigenfrequenz und Lehr’sche Dämpfung des TSBD wurden durch Ausschwingversuche experimentell ermittelt. Dazu wurde die Stahlwalze wie in Bild 5 dargestellt bis ca. j0 = p/4 ausgelenkt und einer freien Ausschwingbewegung bis Erreichen der Ruhelage im Tiefpunkt der Rollbahn ausgesetzt. Die Transformation des Zeitverlaufs in den Frequenzbereich liefert die Eigenfrequenz fTSBD = 0,95 Hz, und dieser Wert stimmt sehr gut mit dem vorab rechnerisch ermittelten Wert überein. Die Lehr’sche Dämpfung wurde aus den Ausschwingversuchen mit zTSBD = 4,0 % ermittelt. Dieser Wert liegt weit unterhalb des optimalen Werts für die Lehr’sche Dämpfung, die sich bei Auswerten der Gl. 13 ergibt (zTLCD,opt = 12,7 %).

Die experimentelle Untersuchung des gekoppelten dynamischen Systems wird im ersten Schritt trotzdem mit zTSBD = 4,0 % durchgeführt, erst im zweiten Schritt wird die Lehr’sche Dämpfung des TSBD auf den optimalen Wert gesteigert (Abschn. 4). Es wird an dieser Stelle angemerkt, dass gemäß [1] der Einfluss einer vom optimalen Wert abweichenden Lehr’schen Dämpfung (Abweichung bis 50 %) auf die Effektivität von Schwingungsdämpfern nur gering ist. Eine Abweichung der Eigenfrequenz eines Schwingungsdämpfers vom optimalen Wert hat jedoch signifikante negative Einflüsse auf die Effektivität.

3.3

Konventioneller Flüssigkeitsdämpfer

Zum Vergleich der Effektivität von unterschiedlichen Schwingungsdämpfersystemen wurde ein konventionel-

Bild 6 Foto des im Modellversuchsstand zu Vergleichszwecken untersuchten Flüssigkeitsdämpfers; Flüssigkeitssäule in ausgelenkter Lage mit schwimmfähigem Indikator im linken vertikalen Rohrschenkel Picture of the investigated and compared Tuned Liquid Column Damper; liquid column in a deflected position with floatable indicator in the left vertical pipe section

ler Flüssigkeitsdämpfer (TLCD) entworfen und im Modellmaßstab gebaut (Bild 6). Dieser besteht aus einem U-förmigen Rohrsystem aus Plexiglas mit konstantem ­ Querschnitt AB = AH = 0,00031 m2 und einer Gesamtlänge des Flüssigkeitsfadens von Leff = 0,54 m. In das Rohrsystem wird Flüssigkeit (Wasser mit der Dichte r = 1 000 kg/m3) bis zu einer definierten Höhe der nach oben hin offenen vertikalen Rohrschenkel eingefüllt. Die horizontale Länge des Flüssigkeitsfadens beträgt B = 0,32 m und die vertikale Länge H = 0,11 m. Der Neigungswinkel der vertikalen Rohrschenkel zur horizontalen Ebene beträgt p/2. Das Verhältnis der gesamten bewegten Flüssigkeitsmasse mf = 0,17 kg zur Gesamtmasse des Hauptsystems (Geschossmasse und Masse des Rohrsystems ohne Flüssigkeit) mS = 3,4 kg wurde analog wie bei dem untersuchten Festkörperschwingungsdämpfer mit m = 0,05 gewählt. Die theoretischen Grundlagen zur Beschreibung der Bewegung der Flüssigkeitssäule wurden in Abschn. 2.2 dargelegt. Mit den gewählten Parametern des TLCD ergibt sich die Grundfrequenz mit Gl. (12) zu fTLCD = 0,96 Hz, und dieser Wert entspricht der optimalen Eigenfrequenz nach Den Hartog (Abschn. 2.3). Die optimale Größe der Lehr’schen Dämpfung ergibt sich zu zTLCD,opt = 9,7 %.

Die tatsächliche Eigenfrequenz und Lehr’sche Dämpfung des TLCD wurden mit fTLCD = 0,96 Hz und zTLCD = 5 % durch Ausschwingversuche experimentell ermittelt. Die gemessene Eigenfrequenz des TLCD stimmt sowohl mit dem vorab rechnerisch ermittelten Wert als auch mit der optimalen Eigenfrequenz nach Den Hartog exakt überein. Die Lehr’sche Dämpfung des TLCD ist analog wie bei dem untersuchten Festkörperschwingungsdämpfer geringer als der optimale Wert. Die experimentellen Untersuchungen werden mit der natürlich vorhandenen Größe der Lehr’schen Dämpfung durchgeführt, da der Einfluss einer vom optimalen Wert abweichenden Dämpfung auf die Effektivität von Schwingungsdämpfern generell sehr gering ist [1].

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M. Reiterer, J. Muik: Experimentelle Untersuchung eines passiven Festkörperschwingungsdämpfers für Ingenieurkonstruktionen

4

Experimentelle Untersuchung des gekoppelten dynamischen Systems

4.1

Stockwerkrahmen mit passivem Festkörperschwingungsdämpfer

Für das gekoppelte dynamische System des Stockwerk­ rahmens mit installiertem TSBD (Bild 3) wurden Ausschwingversuche durch Aufprägen einer Anfangsauslenkung mit unterschiedlicher Größe bei dem Stockwerk­ rahmen durchgeführt. Dabei wurde der TSBD zu Vergleichszwecken einmal deaktiviert (Stahlwalze in der Ruhelage fixiert) und einmal aktiviert (Stahlwalze kann frei rollen). Die Anfangsauslenkung des Hauptsystems wurde mit 2 cm und 4 cm gewählt. Zu Beginn wurde der frequenzoptimierte TSBD mit fTSBD = 0,95 Hz und der noch nicht optimal abgestimmten Lehr’schen Dämpfung zTSBD = 4,0 % untersucht (Abschn. 3.2). In Bild 7 ist der zeitliche Verlauf der Beschleunigungsantwort des Stockwerkrahmens ohne und mit aktiviertem TSBD dargestellt. Man erkennt, dass der aktivierte TSBD zu einer deutlichen Verkürzung des zeitlichen Ausschwingvorgangs führt und damit die natürlich vorhandene Strukturdämpfung des Hauptsystems zH = 0,3–0,6 % (Abschn. 3.1) signifikant erhöht.

Für das gekoppelte dynamische System mit aktiviertem TSBD ergibt sich bei Auswertung des logarithmischen Dekrements der Abklingkurve eine effektive Lehr’sche Dämpfung von zH,eff = 2,3 %. Dies entspricht einer ca. drei- bis siebenfachen Erhöhung der natürlich vorhandenen Lehr’schen Dämpfung des Hauptsystems.

In Bild 7 ist bei aktiviertem TSBD ein Schwebungseffekt erkennbar, und dieser deutet auf eine zu geringe Eigendämpfung des TSBD hin. Die im Hauptsystem beim Ausschwingvorgang vorhandene Schwingungsenergie wird unmittelbar nach Einsetzen der Bewegung des Rollkörpers vom TSBD absorbiert und über Reibungseffekte zwischen Rollkörper und der halbkreisförmigen Rollbahn in Wärme umgewandelt. Aufgrund der zu geringen Eigendämpfung kann die Schwingungsenergie im TSBD aber nicht rasch genug in Wärme umgewandelt werden, daher wird diese zurück zum Hauptsystem transferiert. Dieses wird dadurch zeitverzögert nochmals zu Schwingungen angeregt.

Zur Erhöhung des Energiedissipationsvermögens des TSBD und damit Erzielung des gewünschten optimalen Lehr’schen Dämpfungswerts zTSBD = 12,7 % wird der Reibungskoeffizient der Rollbahn durch Aufbringen eines Haftklebers bewusst im Modellversuch erhöht. Nach Aufbringen des Haftklebers wurden die Ausschwingversuche mit unterschiedlichen Größen der Anfangsauslenkung des Hauptsystems (2 cm und 4 cm) wiederholt und eine deutliche Verbesserung des Schwingungsenergiedissipationsmechanismus wurde festgestellt. In Bild 8 ist das zeitliche Ausschwingverhalten des Hauptsystems ohne und mit aktiviertem TSBD dargestellt, wobei Bild 8b das zeitliche Ausschwingen beginnend von 4 cm Anfangsauslenkung und Bild 8c beginnend von 2 cm Anfangsauslen48

Bild 7 Zeitverlauf der Beschleunigungsantwort des Stockwerkrahmens a) ohne und b) mit aktiviertem TSBD bei einem zu geringen ­Reibungsbeiwert der Rollbahn (zTSBD << zTSBD,opt) Time history of acceleration response of single storey framed ­structure a) without and b) with TSBD in the case of a too small ­friction value of the running surface (zTSBD << zTSBD,opt)

kung des Hauptsystems zeigt. Man erkennt, dass die Energiedissipation im Fall der 4-cm-Auslenkung (Bild 8b) ein optimales zeitliches Verhalten ohne Auftreten von Schwebungseffekten zeigt. Die effektive Lehr’sche Dämpfung des Hauptsystems mit aktivierten TLCD ergibt sich in diesem Fall durch Auswerten des logarithmischen Dekrements zu zH,eff = 5,5 %, und dies entspricht dem neunbis 18-fachen Wert der natürlich vorhandenen Lehr’schen Dämpfung ohne aktiviertem TLCD. Man erkennt aber auch, dass bei geringen Schwingungsamplituden des Hauptsystems (Start des Ausschwingvorgangs bei 2 cm Anfangsauslenkung, Bild 8c) nur eine sehr geringe Reduktion der Zeitdauer des Ausschwingvorgangs des Hauptsystems und damit nur ein geringer schwingungsdämpfender Effekt erzielt wird. Als Begründung wird die durch Aufbringen des Haftklebers auf der Rollbahn signifikant erhöhte Reibung in der statischen Ruhelage des Rollkörpers angegeben. Der Haftreibungs­ koeffizient der Rollbahn weist nun nämlich eine Größe auf, die bei geringen Schwingungsamplituden eine Bewegung des Rollkörpers (Stahlwalze) behindert. Die vom TSBD absorbierte Schwingungsenergie reicht nicht aus, um den Bewegungsprozess des Rollkörpers aus seiner Ruhelage heraus anzufachen, und damit geht der schwingungsdämpfende Effekt des TSBD verloren. Es wird daraus geschlussfolgert, dass sich die Erhöhung des Reibungskoeffizienten der Rollbahn mittels eines Haftklebers zwar positiv auf die Dämpfung der hohen Schwingungsamplituden, aber negativ auf die geringen

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Bild 8 Zeitverlauf der Beschleunigungsantwort des Stockwerkrahmens bei näherungsweise optimaler Größe des Reibungsbeiwerts der Rollbahn (zTSBD @ zTSBD,opt): a) ohne aktiviertem TSBD; b) mit aktiviertem TSBD, Anfangsauslenkung w0 = 4 cm; c) mit aktiviertem TSBD, ­Anfangsauslenkung w0 = 2 cm Time history of acceleration response of single storey framed ­structure in case of an approximatively optimal friction value of the running surface (zTSBD @ zTSBD,opt): a) without active TSBD; b) with active TSBD, initial displacement w0 = 4 cm; c) with active TSBD, ­initial displacement w0 = 2 cm

Bild 9 Zeitverlauf der Beschleunigungsantwort des Stockwerkrahmens nach Modifikation des Reibbelags (zTSBD @ zTSBD,opt): a) ohne ­aktiviertem TSBD; b) mit aktiviertem TSBD, Anfangsauslenkung w0 = 4 cm; c) mit aktiviertem TSBD, Anfangsauslenkung w0 = 2 cm Time history of acceleration response of single storey framed ­structure after modification of the friction lining (zTSBD @ zTSBD,opt): a) without active TSBD; b) with active TSBD, initial displacement w0 = 4 cm; c) with active TSBD, initial displacement w0 = 2 cm

Amplituden und das Anfachen der Bewegung des Rollkörpers aus seiner Ruhelage auswirkt.

werden und damit ein optimales Ansprechverhalten des TSBD erzielt wird. Die Reduktion der Feststoffreibung im Bereich der statischen Ruhelage des Rollkörpers hat sich damit als zielführend herausgestellt. Die aus den Ausschwingvorgängen ermittelten effektiven Lehr’schen Dämpfungswerte betragen für den nun endoptimierten TSBD bei 4 cm und 2 cm Anfangsauslenkung zH,eff,4cm = 5,5 % und zH,eff,2cm = 5,0 %.

Zur Verbesserung der Effektivität des TSBD im niedrigen Schwingungsamplitudenbereich wird der Reibungsbeiwert der Rollbahn im Bereich der statischen Ruhelage des Rollkörpers durch Aufkleben eines reibarmen Gewebebands verringert. In Bild 9 ist der zeitliche Ausschwingvorgang ohne und mit aktiviertem TSBD nach Modifizierung des Reibbelags dargestellt, wobei Bild 9b den Ausschwingvorgang beginnend von 4 cm Anfangsauslenkung und Bild 9c beginnend von 2 cm Anfangsauslenkung zeigt.

Man erkennt, dass die geringen Schwingungsamplituden nach Modifikation des Reibbelags sehr effektiv bedämpft

4.2

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M. Reiterer, J. Muik: Experimental investigation of a passive solid body vibration damper for engineering structures

Stockwerkrahmen mit konventionellem Flüssigkeitsdämpfer

Zu Vergleichszwecken wurden auch mit dem gekoppelten dynamischen System des Stockwerkrahmens mit ins-

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talliertem Flüssigkeitsdämpfer (TLCD) freie Ausschwingversuche durchgeführt und die Größe der effektiven Lehr’schen Dämpfung mit aktiviertem TLCD ermittelt. In Bild 10 ist das gekoppelte dynamische System dargestellt.

Die Versuche wurden mit dem frequenzoptimierten TLCD mit fTLCD = 0,96 Hz und der Lehr’schen Dämpfung zTLCD = 5,0 % durchgeführt (Abschn. 3.3). Die Lehr’sche Dämpfung des TLCD wurde nicht nachoptimiert.

In Bild 11 ist der experimentell ermittelte Ausschwingvorgang des Stockwerkrahmens, ausgehend von 4 cm Anfangsauslenkung, ohne und mit aktiviertem TLCD dargestellt. Man erkennt, dass der aktivierte TLCD zu einer deutlichen Reduktion der Ausschwingdauer führt und keine Schwebungseffekte auftreten, d. h., die Energiedissipation ist in ausreichendem Maße vorhanden. Die effektive Lehr’sche Dämpfung der Hauptstruktur mit aktiviertem TLCD ergibt sich aus dem logarithmischen Dekrement zu zH,eff,4cm = 4,0 %, dies entspricht einer sechs- bis 13-fachen Erhöhung der natürlich vorhandenen Lehr’schen Dämpfung des Hauptsystems (zH = 0,3–0,6 %, Abschn. 3.1).

5 Zusammenfassung

Bild 10 Gekoppeltes dynamisches System: eingeschossiger Stockwerk­ rahmen mit installiertem Flüssigkeitsdämpfer Coupled dynamic system: single-storey framed structure with Tuned Liquid Column Damper attached

Bild 11 Zeitverlauf der Beschleunigungsantwort des Stockwerkrahmens a) ohne und b) mit passivem Flüssigkeitsdämpfer Time history of acceleration response of the single storey framed structure a) without and b) with tuned liquid column damper

50

Im Aufsatz wurden die theoretischen Grundlagen eines passiven Festkörperschwingungsdämpfers (TSBD) zur Reduktion der erzwungenen Schwingungen von turmartigen Ingenieurkonstruktionen dargelegt und die Effektivität experimentell in einem Modellversuchsstand untersucht und bewertet. Bei den freien Ausschwingversuchen des gekoppelten dynamischen Systems wurde mit dem optimal abgestimmten TSBD eine signifikante Reduktion der Zeitdauer des Ausschwingvorgangs erzielt und die effektive Lehr’sche Dämpfung hat sich zu zS,eff = 5,5 % (vgl. zS = 0,3–0,6 % ohne aktiviertem TSBD) ergeben. Durch die Installation des TSBD können damit Erhöhungen der natürlich vorhandenen Lehr’schen Dämpfung des Hauptsystems bis zum 18-fachen Wert erzielt werden. Im Vergleich dazu ergibt sich mit dem Flüssigkeitsdämpfer bei gleichem Masseverhältnis eine effektive Lehr’sche Dämpfung der Hauptstruktur von zS,eff = 4,0 %. Die Unterschiede in der Effektivität der beiden untersuchten Schwingungsdämpfertypen resultieren aus dem prozentuellen Anteil der tatsächlich rückstellend wirkenden aktiven Masse. Bei dem TLCD ist die aktive Dämpfermasse durch die im horizontalen Rohrabschnitt über die Länge B befindliche Flüssigkeitsmasse definiert. Bei dem TSBD stellt die gesamte Masse der Walze die aktive Dämpfermasse dar.

Zusammenfassend wird festgestellt, dass der untersuchte Festkörperschwingungsdämpfer gegenüber dem konventionellen Flüssigkeitsdämpfer bei gleichem Massenverhältnis eine um den Faktor 1,25 höhere effektive Strukturdämpfung für das Hauptsystem liefert und dass der Raumbedarf für die bewegte Dämpfermasse aufgrund des Dichteunterschieds (Stahl zu Wasser) um den Faktor 8 geringer ist. Der TSBD stellt damit eine kompakte und

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äußerst effektive Schwingungsdämpferlösung für turmartige Bauwerke dar.

6 Ausblick Es ist geplant, den im Aufsatz vorgestellten TSBD bei einer realen Ingenieurkonstruktion anzuwenden und damit die schwingungsdämpfende Wirkung im Realmaßstab zu untersuchen. Dazu wurde von den Autoren bereits eine indikative Voruntersuchung zur Anwendung des TSBD für den Turm einer Windenergieanlage mit einer modalen Masse von 560 t und einer ersten Eigenfrequenz von 0,2 Hz durchgeführt. Die aus der Voruntersuchung ermittelten Ausführungsparameter des im Fall einer Windenergieanlage in beide Turmschwingungsrichtungen wirkenden TSBD sind in Bild 12 dargestellt. Die in einer Kalotte mit R = 5 m gelagerte Stahlkugel mit r = 0,5 m hat eine Masse von mR = 28 t, und damit beträgt das Masseverhältnis m = 5 %.

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Bild 12 Ausführungsbeispiel des TSBD für eine biaxial schwingende Ingenieurkonstruktion wie z. B. Windenergieanlagen Example of application of the TSBD for a bi-axial vibrating engineering structure, e. g. wind turbine

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[15] Muik, J. (2019) Entwicklung eines Schwingungsdämpfermodells für Windenergieanlagen im offshore Bereich [Masterarbeit]. FH Technikum Wien.

Autoren Dipl.-Ing. Dr. techn. Michael Reiterer (Korrespondenzautor) michael.reiterer@revotec.at REVOTEC zt gmbh Strukturdynamik Hermanngasse 18 1070 Wien, Österreich

Zitieren Sie diesen Beitrag Reiterer, M.; Muik, J. (2021) Experimentelle Untersuchung eines passiven Festkörperschwingungsdämpfers für Ingenieurkonstruktionen.

Bautechnik 98, H. 1, S. 42–51. https://doi.org/10.1002/bate.202000063 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 1. Juli 2020; angenommen: 17. August 2020.

Joachim Muik, MSc joachim.muik@revotec.at REVOTEC zt gmbh Strukturdynamik Hermanngasse 18 1070 Wien, Österreich

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DOI: 10.1002/bate.202000071

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Michael Reiterer

Parametererregter Festkörperschwingungsdämpfer für biaxial angeregte Ingenieurkonstruktionen Ein parametererregter Festkörperschwingungsdämpfer wird für die Anwendung zur Schwingungsdämpfung von biaxial angeregten Ingenieurkonstruktionen vorgestellt. Zu Beginn werden die gekoppelten nichtlinearen Bewegungsdifferenzialgleichungen hergeleitet und das Phänomen der Parameterresonanz bei Festkörperschwingungs­dämpfern analysiert. Bei Übereinstimmung der vertikalen Schwingfrequenz des Hauptsystems mit einer Parameterresonanzfrequenz wird der Festkörperschwingungsdämpfer zu instabilen parametererregten Schwingungen angeregt. Die Auswirkungen dieser parametererregten Schwingungen auf die erzielbare Dämpfungswirkung werden im ersten Teil des Aufsatzes an einem eingeschossigen Stockwerkrahmen untersucht. Es wird ein Kriterium zur Vermeidung von Parameterresonanz angegeben. Im zweiten Teil des Aufsatzes wird eine Methode zur gezielten Nutzung der Parameterresonanz bei Festkörperschwingungsdämpfern zur Reduktion der vertikalen Schwingungen von Ingenieurkonstruktionen dargelegt und anhand einer biaxial angeregten Fußgängerbrücke verifiziert. Es wird gezeigt, dass sich bei passender Wahl der Dämpferparameter trotz des Auftretens der Parameterresonanz eine über den Schwingungsverlauf stabile Bewegung des Festkörperschwingungsdämpfers ausbildet und dass die max. vertikalen Schwingungsamplituden des Hauptsystems durch gezielte Nutzung des Parameterresonanzeffekts signifikant reduziert werden können.

Parametric forced tuned solid body vibration damper for ­biaxial excited engineering structures A parametric forced tuned solid body vibration damper is presented for the application to biaxial excited engineering structures. At first the coupled nonlinear equations of motion are derived and the phenomenon of parametric resonance in solid body dampers is analysed. If the vertical vibration frequency of the main system agrees with a parameter resonance frequency the solid body damper is excited to unstable forced vibrations.

The influence of parametric forcing to the vibration damping effectiveness of a single storey framed structure equipped with a tuned solid body damper is investigated in the first part of this paper. A cut-off damping value is presented to avoid parame­ tric resonance in the damper. The second part of the paper deals with the targeted use of parametric resonance in solid body dampers to reduce the vertical vibrations of engineering structures and a biaxial pedestrian excited footbridge with pa­ rametric forced tuned solid body dampers attached is investigated. It is shown that the initially unstable vibrations of the solid body damper become stable and that the maximum forced vertical vibrations of the footbridge under biaxial resonance excitation can be reduced significantly.

Stichworte Parametererregung; Parameterresonanz; biaxiale Anregung; Festkörperschwingungsdämpfer; Eigenfrequenz; Lehr’sche Dämpfung

Keywords parametric excitation; parametric resonance; biaxial excitation; tuned solid body vibration damper; eigenfrequency; damping according to Lehr

1 Einleitung

gen der Schwingungsdämpfer sind als rein passives, adaptives oder aktives System möglich [6].

Ingenieurkonstruktionen werden zufolge Erdbeben, Wind, Personen und Verkehr sehr häufig zu kombinierten horizontalen und vertikalen (biaxialen) erzwungenen Schwingungen angeregt, die bei Übereinstimmung der Erregerfrequenz mit einer Resonanzfrequenz der Konstruktion zu kritischen Schwingungszuständen führen können. Als Beispiele einer kombinierten dynamischen Anregung seien an dieser Stelle die Erdbebenanregung von Gebäuden, personeninduzierte Schwingungen von Fußgängerbrücken, zuginduzierte Schwingungen von Eisenbahnbrücken und windinduzierte Schwingungen von Seilbahnfahrzeugen angeführt [1–4]. Durch die Installa­ tion von optimal abgestimmten Schwingungsdämpfern können unerwünschte Resonanzschwingungen von Ingenieurkonstruktionen effektiv auf ein verbleibendes Minimum reduziert werden [5]. Die konstruktiven Ausführun52

Schwingungsdämpfer können in Bezug auf die mechanischen Eigenschaften der bewegten Dämpfermasse in Festkörper- und Flüssigkeitsdämpfer unterteilt werden. Bei Flüssigkeitsdämpfern des Typs Tuned Liquid Column Damper (TLCD) wird i. d. R. das Medium Wasser in einem U-förmigen Rohrsystem eingeschlossen und bei Schwingungen des Hauptsystems setzt eine phasenverschobene Bewegung der gesamten Flüssigkeitssäule ein. Die Energiedissipation erfolgt über Reibungs- und Turbulenzeffekte, die durch in den Flüssigkeitsstrom eingebaute Blenden auf die gewünschte optimale Größe gesteigert werden können.

In [7–9] wurde vom Autor die Anwendung von TLCD zur Reduktion der vertikalen erzwungenen Schwingungen von Brücken und zur Reduktion der Pendelschwingungen von Seilbahnfahrzeugen untersucht. Eine zweite Art der Flüs-

© 2020 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. Bautechnik 98 (2021), Heft 1

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sigkeitsdämpfer ist der sog. Tuned Liquid Sloshing Damper (TLSD), bei dem die phasenverschobene Schwappbewegung der Flüssigkeitsoberfläche zur Schwingungsdämpfung des Hauptsystems genutzt wird [10]. Festkörperdämpfer vom Typ Masse-Feder-Dämpfer und Pendeltyp sind in der Anwendung zur Schwingungsdämpfung von Ingenieurkonstruktionen weitverbreitet und wissenschaftlich umfassend untersucht [5].

Die optimale Abstimmung von Schwingungsdämpfern erfolgt i. d. R. auf eine einzelne ausgewählte Resonanzfrequenz des Hauptsystems durch Anwenden der Optimierungsgleichungen nach Den Hartog [11]. Die beiden Optimierungsparameter (Eigenfrequenz und Lehr’sche Dämpfung) des Schwingungsdämpfers ergeben sich dabei allein aus dem gewählten Masseverhältnis m = mA/mH (Dämpfermasse mA zur kinetisch äquivalenten Masse des Hauptsystems in der betrachteten Schwingungsform mH). Bei einer Resonanzfrequenz des zu bedämpfenden krafterregten Hauptsystems von fH =1 Hz und m = 0,05 ergibt sich die optimale Eigenfrequenz bspw. zu fA,opt = 0,95 Hz und die optimale Lehr’sche Dämpfung zu zA,opt = 13 %. Bei optimaler Abstimmung können über den gesamten interessierenden Frequenzbereich Schwingungsreduktionen von bis zu 95 % erzielt werden.

Im Aufsatz wird ein parametererregter Festkörperschwingungsdämpfer (TSBD – Tuned Solid Ball Damper) für die Anwendung zur Schwingungsdämpfung von biaxial angeregten Ingenieurkonstruktionen vorgestellt und an zwei Anwendungsbeispielen untersucht. Der vorgestellte Festkörperschwingungsdämpfer wurde vom Autor bereits in [12] experimentell an einem eingeschossigen Stockwerk­ rahmen untersucht. Er besteht aus einem Rollkörper, der in einer halbkreisförmigen Bahn eine reibungsbehaftete Rollbewegung ausführt. Die rückstellende Wirkung bezieht der TSBD allein aus der Schwerkraft und die Energiedissipation erfolgt über Rollreibung. In diesem Aufsatz wird speziell auf die Parametererregung des TSBD und auf die Nutzung des Parameterresonanzeffekts zur Schwingungsreduktion eingegangen. Die Besonderheit liegt in der Eigenfrequenzabstimmung des TSBD. Zur Erzielung einer möglichst hohen Schwingungs­ energieabsorption vom Hauptsystem zum Schwingungsdämpfer wird die Eigenfrequenz des TSBD nämlich auf fTSBD = 0,5 · fH abgestimmt. Es wird gezeigt, dass sich trotz des Auftretens einer Parameterresonanzschwingung aufgrund der Energieabsorption vom Hauptsystem zum Schwingungsdämpfer und der damit verbundenen Reduktion der max. vertikalen Schwingungsamplituden eine stabile Schwingbewegung im TSBD einstellt.

2

Zweifreiheitsgradsystems ((2-DOF-System) mit installiertem Festkörperschwingungsdämpfer (TSBD) wird die Substrukturmethode angewandt. Dazu wird im ersten Schritt das Freikörperbild des TSBD in einer allgemeinen ebenen ausgelenkten Lage betrachtet und die Bewegung des Rollkörpers wird durch Anwenden der Lagrangeschen Gleichung [13] beschrieben. Für die Ermittlung der Reaktionskräfte, die sich aus der Schwingbewegung des Rollkörpers ergeben, wird der Impulssatz angewandt. Im zweiten Schritt werden die ermittelten Reaktionskräfte auf das Freikörperbild des krafterregten Hauptsystems angesetzt und die nichtlinearen Bewegungsgleichungen durch Anwenden des d’Alembertschen Prinzips ermittelt.

2.1

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M. Reiterer: Parametric forced tuned solid body vibration damper for biaxial excited engineering structures

Substrukturmethode Festkörper­schwingungs­ dämpfer (TSBD)

Im Bild 1 ist das Freikörperbild des untersuchten Festkörperschwingungsdämpfers (TSBD) in einer allgemeinen ebenen Lage dargestellt. Der gewählte Bezugspunkt A ist zufolge der horizontalen und vertikalen erzwungenen Schwingungen des Hauptsystems um die Größen w(t) und v(t) in Bezug auf den Ursprung O der Ruhelage verschoben. Der Rollkörper besitzt die Eigenmasse mR und den Radius r. Die Rollbahn ist halbkreisförmig mit dem Radius R ausgeführt. Der Abstand des Bezugspunkts A zum Schwerpunkt des Rollkörpers beträgt (R – r).

Die Freiheitsgrade des Rollkörpers sind mit j(t) und a(t) definiert und über die Rollbedingung (reines Rollen) wie in Gl. (1) angegeben miteinander verknüpft [13]:

(

)

R−r α = ϕ (1) r Die Ermittlung der nichtlinearen Bewegungsgleichung des TSBD erfolgt durch Anwenden der Lagrangeschen Gleichung 2. Art (Gl. (2)) [13]: d  ∂T  ∂T ∂V − + = Qϕ (2) dt  ∂ϕ  ∂ϕ ∂ϕ

Mechanisches Modell eines Zweifreiheits­ gradsystems (2-DOF-System) mit installiertem Festkörperschwingungsdämpfer

Zur Ermittlung der gekoppelten nichtlinearen Bewegungsgleichungen eines durch äußere dynamische Kräfte zu biaxialen erzwungenen Schwingungen angeregten

Bild 1 Freikörperbild des Festkörperschwingungsdämpfers (TSBD) in allgemeiner ebener ausgelenkter Lage Free body diagram of the solid body vibration damper (TSBD) in a general plane deflected position

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M. Reiterer: Parametererregter Festkörperschwingungsdämpfer für biaxial angeregte Ingenieurkonstruktionen

T definiert die kinetische Energie, V die potenzielle Energie und Qj die generalisierten Kräfte. In der generalisierten Kraft Qj wird die beim Rollvorgang des Körpers aufgrund von Reibungseffekten (Coulombsche Reibung) sich einstellende Energiedissipation berücksichtigt und diese wird als äquivalente viskose Dämpfung in der Bewegungsgleichung eingeführt [5]. Die kinetische Energie T des horizontal und vertikal bewegten TSBD setzt sich aus den rotatorischen und translatorischen Anteilen wie folgt zusammen:

g 1 (8) fTSBD, W = ⋅ 3 2π R−r 2 für eine Walze in einem Halbkreisbogen

1 1 1 T = IS ϕ 2 + mR vS2 + IS α 2 (3) 2 2 2

Man erkennt aus den Gln. (8), (9), dass die Eigenfrequenzen des TSBD um den Faktor √(2/3) bzw. √(5/7) niedriger als bei einem konventionellen Pendel liegen. Eine interessante Feststellung ergibt sich bei Ausführung der geometrischen Form der Rollbahn als Zykloide [13]. In diesem Fall ist die Eigenfrequenz des TSBD nämlich unabhängig von der Größe der Schwingungsamplitude, und dies stellt einen großen Vorteil gegenüber den konventionellen Pendeldämpfern dar.

Dabei definiert IS das Massenträgheitsmoment in Bezug auf den Schwerpunkt des Rollkörpers und vS seine Schwerpunktgeschwindigkeit. Aus der zeitlichen Ableitung der Verschiebungsgrößen in x- und y-Richtung ergibt sich die Schwerpunktgeschwindigkeit des Rollkörpers zu

(

)

(

)

 2 + 2w  ϕ R − r cos ϕ + v 2 + 2v ϕ R − r vS2 = w (4)

(

)

2

sin ϕ + R − r ϕ

2

Die potenzielle Energie des TSBD ergibt sich gem. Gl. (5) zu

(

)

(5) V = mR g  v − R − r cos ϕ    Einsetzen der Schwerpunktgeschwindigkeit Gl. (4) in den Ausdruck für die kinetische Energie Gl. (3) und Ausführen der Ableitungen von T und V gemäß der Lagrangeschen Gleichung liefert die nachfolgend angeführte nichtlineare parametererregte Bewegungsgleichung des TSBD (Gl. (6)):  v  2 ϕ + 2 ζ TSBD ω TSBD ϕ + ω TSBD (6) 1 +  sin ϕ g   w 2 = −ω TSBD cos ϕ g Die vertikale Anregung (Beschleunigung v) führt in der Bewegungsgleichung des TSBD zu einer zeitvarianten Steifigkeit und dies stellt eine Parametererregung für den Rollkörper dar. Diese Besonderheit wird in Abschn. 3 im Detail diskutiert. Die Eigenkreisfrequenz des TSBD ergibt sich zu: 1 g ω TSBD = ⋅ (7) IS IS R−r + 1+ mR r 2 m R − r 2 R

(

)

(

)

Bei Vernachlässigung des Ausdrucks IS/m (R – r)2 im Nenner der Gl. (7) ergibt sich die lineare Eigenfrequenz fTSBD in Abhängigkeit von der geometrischen Form des Rollkörpers für eine Walze und eine Kugel zu:

(

)

g 1 (9) fTSBD,K = ⋅ 7 2π R−r 5 für eine Kugel in einem Halbkreisbogen

(

)

Die aus der Bewegung des Rollkörpers sich einstellenden Reaktionskräfte Fx und Fy werden durch Anwenden des Impulssatzes [13] auf das Freikörperbild in Bild 1 ermittelt (Bezugspunkt A, Gewichtskraft des Rollkörpers nicht enthalten):

( ) ( ) Fy = mR  v + ( R − r ) ϕ sin ϕ + ( R − r ) ϕ 2 cos ϕ   

 + R − r ϕ cos ϕ − R − r ϕ 2 sin ϕ  Fx = mR  w (10)  

2.2

Substrukturmethode Zweifreiheitsgradsystem (2-DOF-System)

Zur vollständigen Ermittlung der gekoppelten nichtlinearen Bewegungsgleichungen des Zweifreiheitsgradsystems (2-DOF-Systems) mit installiertem TSBD werden die aus der Bewegung des Rollkörpers sich ergebenden Reaktionskräfte Fx und Fy (Gl. (10)) im ausgelenkten Freikörperbild des horizontal und vertikal zu erzwungenen Schwingungen angeregten Hauptsystems im gewählten Bezugspunkt A angesetzt (Bild 2). Die horizontale und vertikale dynamische Erregerkraft Fh und Fv wirken im Schwerpunkt des 2-DOF-Systems. Es wird angenommen, dass der Schwerpunkt mit dem Steifigkeitsmittelpunkt des Hauptsystems zusammenfällt. Es treten daher keine gekoppelten Biege- und Torsionsschwingungen auf.

Die zwei Freiheitsgrade des Hauptsystems werden mit w(t) und v(t) bezeichnet. Die Anwendung des d’Alembertschen Prinzips [13] auf das Freikörperbild des Hauptsystems (Bild 2) in x- und y-Richtung liefert die folgenden zwei Bewegungsgleichungen: 1 2  + 2ζ H,h ω H,h w + ω H,h  F − Fx  (11) w w= mH  h 2 v + 2ζ H,v ω H,v v + ω H,v v=

54

1  F − Fz  mH  v

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3

Parametererregung des untersuchten Festkörperschwingungsdämpfers

Die linearisierte Form der Gl. (6) stellt bei Vernachlässigung des Dämpfungsterms und des Störterms auf der rechten Seite eine sog. Hillsche Differenzialgleichung dar. Sie kann in der folgenden Form angeschrieben werden [14]:

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M. Reiterer: Parametric forced tuned solid body vibration damper for biaxial excited engineering structures

 v  2 ϕ + P t ϕ = 0 mit P t = ω TSBD (13) 1 +  g 

()

Bild 2 Freikörperbild des Zweifreiheitsgradsystems (2-DOF-System) in allgemeiner ebener ausgelenkter Lage Free body diagram of the 2-DOF system in a general plane deflected position

Die Energiedissipation des Hauptsystems wurde in horizontaler und vertikaler Schwingungsrichtung als linear viskose Dämpfung in die Bewegungsgleichungen eingeführt. zH,h und zH,v definieren das Lehr’sche Dämpfungsmaß in horizontaler und vertikaler Schwingungsrichtung des Hauptsystems. wH,h und wH,v definieren die Eigenkreisfrequenzen des Hauptsystems in die horizontale und vertikale Schwingungsrichtung. Die kinetisch äquivalente Masse des Hauptsystems mH wird für beide Schwingungsrichtungen als gleich groß angenommen. Einsetzen der Reaktionskräfte des Festkörperschwingungsdämpfers Fx und Fy (Gl. (10)) in Gl. (11) sowie Miteinbeziehung der Bewegungsgleichung des Festkörperschwingungsdämpfers (Gl. (6)) liefert die nachfolgend angeführten drei gekoppelten nichtlinearen Bewegungsdifferenzialgleichungen zur Beschreibung der Bewegungen des biaxial angeregten Hauptsystems und des TSBD:

(

)

(

)

(

)

 + µ R − r ϕ − µ R − r ϕ 2ϕ + 2ζ H,h ω H,h w 1+ µ w (12) F 2 +ω H,h w= h mH

(1 + µ ) v + µ ( R − r )ϕϕ + µ ( R − r )ϕ 2 + 2ζ H,v ω H,v v 2 +ω H,v v=

ϕ

2 + ω TSBD

Fv mH

  w v  2 + 2 ζ TSBD ω TSBD ϕ + ω TSBD 1 +  ϕ = 0 g g 

In Gl. (12) wurden sin j @ j und cos j @ 1 linearisiert. Die quadratischen Terme der Winkelgeschwindigkeit werden für die weitere Analyse der Schwingungsdämpfung unter Ausnützung des Parameterresonanzeffekts in den Gleichungen belassen. m definiert das Verhältnis der Dämpfermasse (Rollkörper) mR zur kinetisch äquivalenten Masse des Hauptsystems mH.

()

Es handelt sich hierbei um eine lineare Differenzialgleichung zweiter Ordnung mit dem zeitabhängigen Parameter P(t) in der Steifigkeit des Schwingers. Bei derartigen Schwingern treten sog. parametererregte Schwingungen auf, die im Fall der Parameterresonanz durch ein instabiles Verhalten des Schwingprozesses gekennzeichnet sind, d. h., die Schwingungsamplitude wächst trotz vorhandener Strukturdämpfung gegen unendlich an. Dies ist auch der grundlegende Unterschied zu den konventionellen Resonanzschwingungen, bei denen die Schwingungsamplitude im eingeschwungenen Zustand bei vorhandener Strukturdämpfung einen stabilen konstanten Wert erreicht. Ein weiterer grundlegender Unterschied ist die Notwendigkeit einer Anfangsstörung bei parametererregten Schwingungen und die unendliche Anzahl von Erregerfrequenzstellen, an denen Parameterresonanz entstehen kann. Ein bekanntes und oft zitiertes Beispiel für parametererregte Schwingungen ist das Pendel mit vertikal bewegtem Aufhängepunkt [14].

Für den Sonderfall einer zeitlich harmonischen Erregerfunktion v(t) = v0 · cos (Wv t) geht Gl. (13) in eine sog.

Mathieusche Differenzialgleichung über. Zur näheren Untersuchung des Stabilitätsverhaltens führen wir Gl. (13) mit dem Ansatz t = Wv t für die dimensionslose Zeit in die mathematisch üblichere Normalform über:

ω2 ϕ ′′ +  λ + γ cos τ  ϕ = 0 mit λ = TSBD (14) Ω v2 v0 2 und γ = − ω TSBD g Es lässt sich zeigen, dass die Stabilität der Lösungen von Gl. (14) ausschließlich von den beiden Größen l und g abhängt. Zu jedem Wertepaar l, g lässt sich angeben, ob die Lösungen stabil oder instabil sind. In [15] wird die von Ince und Strutt erstmalig für die Lösungen der Mathieuschen Differenzialgleichung berechnete Stabilitätskarte unter Berücksichtigung der in der Realität vorhandenen Dämpfungseinflüsse vorgelegt (Bild 3). Die instabilen Bereiche sind schraffiert und die stabilen Bereiche nicht schraffiert dargestellt. Die Stabilitätskarte ist zur l-Achse symmetrisch und die Spitzen der instabilen Bereiche berühren die l-Achse bei den Werten l = (n/2)2 mit n = 1, 2, … usw. Breite und Fläche der instabilen Bereiche nehmen mit wachsendem n und mit Zunahme der Strukturdämpfung ab. Die kritische Parameterresonanzstelle

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Bild 3 Ince-Strutt-Stabilitätskarte für zeitlich harmonisch parametererregte dynamische Systeme [15] Ince-Strutt stability plot for time harmonic parametric forced dynamic systems [15]

befindet sich an der Stelle n = 1, d. h., l = 0,25. Parameterresonanz tritt somit bei einer vertikalen Erregung des Festkörperschwingungsdämpfers mit der Erregerkreisfrequenz Wv = 2 · wTSBD mit höchster Wahrscheinlichkeit auf (vgl. Ausdruck für l in Gl. (14)).

Es lässt sich zeigen, dass für eine stabile Schwingung eines gedämpften realen schwingungsfähigen Systems, bei Parameterresonanz an der kritischen Stelle l = 0,25, die folgende Größe der Lehr’schen Dämpfung erforderlich ist: v0 2 ζ TSBD ≥ ω TSBD (15)

Bild 4 Eingeschossiger Stockwerkrahmen mit TSBD unter biaxialer Weg­ erregung wg(t) und vg(t) Single storey framed structure with TSBD attached under biaxial ground motion excitation wg(t) und vg(t)

sem Zweck wird die vertikale Anregung im ersten Schritt zu null gesetzt.

g

In Gl. (15) wurden für die Lehr’sche Dämpfung und für die Eigenkreisfrequenz bereits die Parameter des TSBD eingesetzt. Für den Fall, dass man Parameterresonanz in einem schwingungsfähigen System bewusst herbeiführen möchte, muss die Größe der vorhandenen Lehr’schen Dämpfung entsprechend geringer als der in Gl. (15) angegebene Wert sein.

4

Anwendungsbeispiel 1: Biaxial wegerregter eingeschossiger Stockwerkrahmen mit Festkörperschwingungsdämpfer

Die Anwendung des parametererregten TSBD wird an einem biaxial wegerregten eingeschossigen Stockwerk­ rahmen demonstriert (Bild 4). Die Freiheitsgrade der Geschoss­masse mH und des Rollkörpers mR werden mit w(t) und j(t) bezeichnet, die horizontale und vertikale Wegerregung wird mit wg(t) und vg(t) definiert. Diese tritt bei realen Konstruktionen wie Hochhäusern, Türmen, Masten und Windenergieanalgen bspw. im Falle eines Erdbebens auf. Ziel dieses Anwendungsbeispiels ist die Untersuchung der Auswirkungen einer Parameterresonanz des TSBD (bzw. des Rollkörpers) auf den sich ergebenden Schwingungsdämpfungseffekt bzw. auf die Größe der sich einstellenden Reduktion der horizontalen Schwingungsantworten w(t) des Hauptsystems. Zu die56

In [12] wurde vom Autor bereits ein eingeschossiger Stockwerkrahmen mit TSBD umfassend in Bezug auf die horizontale Schwingungsdämpfungswirkung experimentell untersucht, und die relevanten Systemparameter werden von dort übernommen. Die Eigenfrequenz und Lehr’sche Dämpfung des Hauptsystems wurden in [12] mit fH = 1,0 Hz und zH = 0,60 % (im hohen Schwingungsamplitudenbereich bei ca. 2,50 m/s2) messtechnisch ermittelt. Es handelt sich somit um eine Struktur mit ­äußerst geringer natürlich vorhandener Dämpfung. Die kinetisch äquivalente Masse des Hauptsystems beträgt inkl. der Masse der Rollbahnkonstruktion mH = 4,0 kg.

Die halbkreisförmige Rollbahn des TSBD wurde mit dem Radius R = 0,2 m und der Rollkörper (Stahlwalze) mit r = 0,015 m ausgeführt. Die Masse des Rollkörpers beträgt mR = 0,2 kg und daraus ergibt sich das Massenverhältnis zu m = mR/mH = 0,05. Die Eigenfrequenz und Lehr’sche Dämpfung des TSBD bzw. des Rollkörpers in der Rollbahn wurden im Modellversuchsstand mit fTSBD = 0,95 Hz und zTSBD = 4,0 % messtechnisch ermittelt. Diese gemessene Größe der Lehr’schen Dämpfung liegt unterhalb des optimalen Werts, der sich bei Anwendung der Optimierungsgleichungen nach Den Hartog [11] ergeben würde (zTLCD,opt = 12,7 %). Für die hier durchgeführten Untersuchungen zur Auswirkung der Parameterresonanz auf das Schwingungsdämpfungsverhalten wird die gemessene Größe von zTSBD = 4,0 % aber beibehalten.

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Die Untersuchung des gekoppelten dynamischen Systems (Hauptstruktur und TSBD) wird durch numerisches Lösen der gekoppelten nichtlinearen Bewegungsdifferenzialgleichungen mit der Software MATLAB/Simulink durchgeführt. Gl. (12) wird dazu für die biaxale dynamische Wirkung einer horizontalen und vertikalen Wegerregung wt(t) = wg(t) + w(t) und vt(t) = vg(t) wie folgt auf ein 2-DOF-System umgeschrieben (Gl. (16)):

(

)

( ) (  g w = − (1 + µ ) w

)

 + µ R − r ϕ − µ R − r ϕ 2ϕ + 2ζ H,h ω H,h w 1+ µ w (16) 2 +ω H ,h

2 ϕ + ω TSBD

 v   w 2 1 + g  + 2 ζ TSBD ω TSBD ϕ + ω TSBD g g     g w

2 ϕ = −ω TSBD

g

In Bild 5 ist der mit MATLAB/Simulink numerisch berechnete Zeitverlauf der horizontalen dynamischen Verformung der Geschossmasse w(t) ohne und mit Wirkung des TSBD bei einer kombinierten horizontalen und vertikalen Wegerregung des eingeschossigen Stockwerkrahmens dargestellt. Die horizontale und vertikale Weg­ erregung wurde dabei zeitlich harmonisch mit wg(t) = wg,0 · sin Wh t und vg(t) = vg,0 · sin Wv t angenommen, wobei wg,0 = 0,001 m und vg,0 = 0,021 m gewählt wurde. Die horizontale Erregerkreisfrequenz wurde als Resonanzre­ gung angenommen. Die vertikale Erregerkreisfrequenz Wv wurde zur Erzielung einer Parameterresonanz im Rollkörper des TSBD an der Frequenzstelle l = 0,25 (Bild 3) mit Wv = 2 · wTSBD gewählt (Abschn. 3). Man erkennt, dass sich im Fall der alleinigen horizontalen Wegerregung des Stockwerkrahmens (vg,0 = 0) eine der optimalen Wirkung des TSBD entsprechend hohe Reduktion der max. horizontalen Verformungsamplituden ergibt (Bild 5a).

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Bild 5 Zeitverlauf der horizontalen Verformung w(t) der Geschossmasse mH bei Resonanzanregung: a) alleinige horizontale Wegerregung wg(t), b) kombinierte horizontale und vertikale Wegerregung wg(t) und vg(t) mit Wv = 2 · wTSBD Time history of horizontal dynamic deflection w(t) of the storey mass mH under resonant excitation: a) horizontal ground motion excitation wg(t), b) combined horizontal and vertical ground motion excitation wg(t) and vg(t) with Wv = 2 · wTSBD

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Bild 6 Fotos der untersuchten Fußgängerbrücke (ausgeführt als im Grundriss gekrümmte Hängebrücke): a) Seitenansicht, b) Ansicht Brückendeck Pictures of the investigated pedestrian bridge (executed as curved suspension bridge in the ground view): a) lateral view, b) view of bridge deck

Bei der kombinierten horizontalen und vertikalen Wegerregung entsteht aufgrund der gewählten Parameter des TSBD und der Erregerfrequenz sowie Erregerwegamplitude Parameterresonanz im Rollkörper des TSBD und diese führt zu einem kontinuierlichen zeitlichen Anwachsen der horizontalen Verformungen des Stockwerkrahmens (Bild 5b). Die vertikale Anregung führt somit unter den gegebenen Bedingungen zu einer signifikanten Verschlechterung bis hin zum vollkommenen Verlust der Schwingungsdämpferwirkung. Zur Vermeidung des Eintretens der Parameterresonanz müsste im untersuchten Fall gemäß Gl. (15) die Lehr’sche Dämpfung des TSBD mit zTSBD ≥ 7,7 % gewählt werden. Damit würde die optimale Schwingungsdämpferwirkung auch bei der hier gegebenen vertikalen Wegerregung sichergestellt sein.

5

Anwendungsbeispiel 2: Biaxial angeregte Fußgängerbrücke mit parametererregten Festkörperschwingungsdämpfern

Das Anwendungsbeispiel 2 behandelt den Einsatz der parametererregten TSBD zur Reduktion der personenin58

duzierten vertikalen Schwingungen einer realen Fußgängerbrücke. Die Brückenparameter und die rechnerisch sowie messtechnisch ermittelten dynamischen Kennwerte des Tragwerks wurden aus [16] entnommen. Es handelt sich um eine im Grundriss gekrümmte Hängebrücke (Radius = 85 m) mit einer Spannweite von 104,50 m (gemessen in der Krümmung des Brückendecks) (Bild 6).

Der aus Baustahl S355 J2+N einseitig ausgeführte Pylon weist einen Durchmesser von 900 bis 1000 mm und eine Gesamthöhe von 40,5 m auf. Das Tragseil der Hängebrücke hat einen Querschnitt von 101 cm2 und die insgesamt 31 Stück einseitig an das Brückendeck angeschlossenen Hänger haben einen Durchmesser von 20,1 bis 24,4 mm.

Das Brückendeck ist als schlanker dreiecksförmiger Stahlhohlkasten aus Baustahl S460 NL gefertigt und mit Längssteifen entsprechend verstärkt. Auf dem Stahlhohlkasten wurde eine Aufbetonschicht mit einer Stärke von 9 bis 11 cm ausgeführt und darüber befindet sich ein 3 cm starker Gussasphaltbelag (Bild 8). Im Zuge der Planungsphase der Brücke wurde eine Analyse der personeninduzierten Schwingungen gemäß der Hivoss-Richtlinie [17] durchgeführt. Die in einem räumlichen numerischen

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Bild 7 Rechnerisch ermittelte Eigenfrequenzen und zugehörige Schwingungsformen der Fußgängerbrücke: a) f1v = 0,58 Hz; b) f2v = 0,78 Hz; c) f3v = 1,37 Hz; d) f4v = 2,14 Hz; e) f1h = 2,53 Hz; f) f5v = 3,08 Hz Calculated natural frequencies and corresponding mode shapes of the pedestrian bridge: a) f1v = 0.58 Hz; b) f2v = 0.78 Hz; c) f3v = 1.37 Hz; d) f4v = 2.14 Hz; e) f1h = 2.53 Hz; f) f5v = 3.08 Hz

Modell des Brückentragwerks rechnerisch ermittelten ersten sechs Eigenfrequenzen und zugehörigen Schwingungsformen sind in Bild 7 dargestellt.

Man erkennt, dass sich die ermittelten vertikalen Eigenformen analog zu einem beidseitig gelenkig gelagerten Einfeldträger ergeben. Für die personeninduzierten Schwingungen wurde die dritte Eigenfrequenz f3v = 1,37 Hz mit zugehöriger vertikaler Schwingungsform als kritisch eingestuft. Bei dieser Eigenfrequenz können durch „langsam“ über die Brücke gehende und sich synchronisierende Personengruppen Resonanzschwin­ gungen mit hohen Schwingungs­ amplituden ausgelöst werden. Aufgrund der äußerst schlanken Bauweise des Tragwerks und des i. d. R. äußerst geringen Energiedissipationsvermögens des Baustoffs Stahl wurde die Lehr’sche Dämpfung bei den dynamischen Berechnungen für jede Eigenform mit zi = 0,40 % gewählt.

Aufgrund der zu erwartenden geringen Lehr’schen Dämpfung bei dem realen Tragwerk und der Berück-

sichtigung des realen Falls einer Synchronisation von Personengruppen sowie der mutwilligen Resonanzanregung wurde die Entscheidung zum Einbau von konventionellen passiven Schwingungsdämpfern des Typs Masse-Feder-Dämpfer zur Reduktion der vertikalen personeninduzierten Schwingungen der dritten Eigenfrequenz f3v getroffen. In [16] sind die Planung und der Einbau der konventionellen Schwingungsdämpfer sowie die nach Eröffnung der Brücke für den Personenverkehr durchgeführten Abnahmemessungen zur Überprüfung der Schwingungsdämpferwirkung dokumentiert. Es wird an dieser Stelle darauf hingewiesen, dass die tatsächlichen Eigenfrequenzen und Lehr’schen Dämpfungen der fertiggestellten Fußgängerbrücke mit Anwendung der krafterregten Schwingungsanregungsmethode auch messtechnisch ermittelt wurden und dass sich eine sehr gute Übereinstimmung mit den vorab rechnerisch ermittelten Werten ergeben hat (f3,v,gemessen = 1,42 Hz; z3,v,gemessen = 0,43 % (Bild 7)). Die Ergebnisse der durchgeführten In-situ-Messungen sind ebenfalls in [16] dokumentiert.

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M. Reiterer: Parametererregter Festkörperschwingungsdämpfer für biaxial angeregte Ingenieurkonstruktionen

Im vorliegenden Aufsatz werden nun die als Alternative zu den konventionellen Schwingungsdämpfern (MasseFeder-Dämpfer) einsetzbaren parametererregten Fest­ körperschwingungs­dämpfer, wie in Abschn. 2 beschrieben, zur Reduktion der vertikalen Schwingungen von biaxial angeregten Fußgängerbrücken untersucht. Dabei wird die Parameterresonanz des im TSBD reibungsbehaftet gelagerten Rollkörpers bewusst herbeigeführt und zur Erzielung der entsprechenden Schwingungsdämpfung genutzt. Es wird wiederum die maßgebende dritte Eigenfrequenz mit zugehöriger vertikaler Schwingungsform f3v = 1,37 Hz des Tragwerks betrachtet und eine optimale Abstimmung der TSBD mit Stahlkugeln als Rollkörper durchgeführt.

Das Massenverhältnis von Rollkörper zu kinetisch äquivalenter Masse der Hauptstruktur (Fußgängerbrücke) wird mit m = mR/mH = 0,02 gewählt. Das kontinuierliche System der Brücke wird zur Untersuchung einer biaxialen Schwingungsanregung für die dritte vertikale und für die erste horizontale Eigenform (Bild 7) auf zwei modale Ersatzschwinger mit den Freiheitsgraden w(t) und v(t) reduziert (Gl. (12)). Für die dritte vertikale und erste horizontale Eigenform wurde die kinetisch äquivalente Masse mit mH = 112 240 kg den Ergebnissen der numerischen Berechnung der Eigenfrequenzen und der zugehörigen Schwingungsformen entnommen. Die Gesamtmasse des Rollkörpers des TSBD beträgt demnach mR = m · mH = 2 250 kg (aufgerundet). Bei Ausführung des TSBD mit einer einzelnen Stahlkugel als Rollkörper würden sich der erforderliche Durchmesser und das zugehörige Volumen zu DR = 0,82 m und VR = 0,29 m3 ergeben. Das mit einer geringen Bauhöhe ausgeführte Brückendeck stellt hierfür aber nicht den dafür erforderlichen Bauraum zur Verfügung, daher erfolgt eine Aufteilung des Einzel-TSBD in insgesamt sechs parallel wirkenden und in den Schwingungsmaxima der dritten vertikalen Eigenform angeordneten TSBD. In Bild 8 sind die Anordnung der sechs TSBD an den diskreten Stellen entlang der Brücke und ein Einbaubeispiel im Querschnitt des Brückendecks dargestellt. Die Masse des Rollkörpers beträgt nun für jeden einzelnen TSBD mR,i = 375 kg und der zugehörige Durchmesser der Stahlkugel ergibt sich zu Di = 0,45 m.

Die optimale Abstimmung der parametererregten TSBD erfolgt durch passende Wahl ihrer Eigenfrequenz. Damit die Parameterresonanz des Rollkörpers bei vertikalen Resonanz­schwingungen des Tragwerks mit installierten TSBD auftritt, wird die optimale Eigenfrequenz mit fTSBD = 0,5 · fv,3 · 1/(1+m) = 0,67 Hz auf den kritischen Wert mit dem größten Anteil des instabilen Bereichs in der Ince-Strutt-Stabilitätskarte festgelegt (Abschn. 3, Gl. (14), Bild 3 – Parameter l = lkritisch = 0,25). Die zugehörigen Geometrieparameter der einzelnen TSBD ergeben sich durch Umformen der Gl. (9) zu (R – r) = 0,38 m.

Mit r = D/2 = 0,225 m folgt daraus der Radius für die halbkreisförmige Rollbahn R = 0,618 m. Mit dem Ziel einer möglichst raschen Anfachung der Parameterresonanz des Rollkörpers wird die Lehr’sche Dämpfung der TSBD mit zTSBD = 0,01 gewählt.

60

Bild 8 Anordnung der TSBD in den Schwingungsmaxima der dritten Eigenform und Querschnitt des Brückendecks mit beispielhafter Darstellung des eingebauten TSBD Placement of TSBD in the vibration maxima of the third mode shape and cross-section of the bridge deck with exemplary illustrated installed TSBD

Zur Ermittlung der zufolge biaxialer dynamischer Personenanregung sich ergebenden Schwingungsantworten des Brückendecks ohne und mit aktivierten TSBD ist das in Gl. (12) angegebene gekoppelte nichtlineare Differenzialgleichungssystem numerisch im Zeitbereich zu lösen.

Hierzu wird die Software MATLAB/Simulink verwendet und das kontinuierliche Lösungsverfahren ode45 ausgewählt. Es handelt sich hierbei um den Runge-Kutta (4, 5) Gleichungslöser, der eine Integrationsmethode fünfter Ordnung mit einem Fehler vierter Ordnung ausführt. Die biaxial einwirkenden dynamischen Erregerkräfte werden in den Bewegungsgleichungen der modalen Ersatzschwinger mit Fv(t) = Fv,0 · sin (Wv · t) und Fh(t) = Fh,0 · sin (Wh · t) angesetzt, wobei die Erregerkraftamplituden mit Fv,0 = 10 kN und Fh,0 = 1 kN gewählt werden. In Bild 9 sind die mit MATLAB/Simulink numerisch berechneten Zeitverläufe der vertikalen dynamischen Verformung des Brückendecks zufolge biaxialer Personen­anregung in der Resonanzfrequenz mit und ohne aktivierten parametererregten TSBD dargestellt. Man erkennt, dass die vertikalen Schwingungsamplituden ohne aktivierten TSBD einen Maximalwert von vdyn,max = 0,14 m erreichen. Nach Aktivierung der TSBD ergeben sich im eingeschwungenen Zustand (ab t = 50 s) mit vdyn,max = 0,009 m stark reduzierte dynamische Verformungsamplituden. Durch die

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Bild 9 Zeitverlauf der vertikalen dynamischen Verformung des Brückendecks ohne und mit aktivierten parametererregten TSBD Time-history of the vertical dynamic displacement of the bridge deck without and with parametric forced TSBD activated

Installation der parametererregten TSBD ergibt sich somit im eingeschwungenen Zustand eine Reduktion der max. dynamischen Verformungen um ca. 93 %. Es ist auch erkennbar, dass im Einschwingvorgang Schwebungseffekte vorhanden sind.

Zur Untersuchung des schwingungsdämpfenden Effekts der installierten TSBD im gesamten interessierenden Frequenzbereich wird die vertikale Erregerkreisfrequenz Wv im nächsten Schritt im Bereich um die Resonanzstelle der dritten vertikalen Eigenfrequenz des Brückendecks mit TSBD variiert und der Amplitudenfrequenzgang numerisch berechnet. Das Ergebnis dieser Berechnung ist in Bild 10 dargestellt. Die horizontale Erregerkreisfrequenz wurde dabei mit Wh = 2pf1,h angesetzt.

Man erkennt, dass die schwingungsdämpfende Wirkung der installierten TSBD über den gesamten interessierenden Erregerfrequenzbereich gegeben ist. Die Anfachung der Parameterresonanzschwingungen im Rollkörper des

Bild 10 Frequenzspektrum der vertikalen dynamischen Verformung des Brückendecks ohne und mit aktivierten TSBD Frequency response function of the vertical dynamic displacement of the bridge deck without and with TSBD activated

TSBD führt zur Absorption der im Hauptsystem zufolge der äußeren dynamischen Anregungen sich aufbauenden Schwingungsenergie und in weiterer Folge wird diese durch Feststoffreibung zwischen Rollkörper und Rollbahn in Wärme umgewandelt. Die Stabilisierung der zu Beginn instabilen Schwingung des Rollkörpers ergibt sich aus der Reduktion der vertikalen Schwingungsamplituden des Hauptsystems durch die Wirkung der installierten TSBD.

6 Zusammenfassung Die Untersuchung des parametererregten TSBD hat ergeben, dass bei einer vertikalen Anregung des Hauptsystems unter bestimmten Randbedingungen Parameterresonanz im Rollkörper des TSBD auftreten und die schwingungsdämpfende Eigenschaft negativ beeinflussen bzw. sogar vollkommen aufheben kann. An einem eingeschossigen Stockwerkrahmen mit TSBD wurden die Auswirkungen einer vertikalen Wegerregung auf die schwingungsdämpfenden Eigenschaften des TSBD demonstriert.

Es wurde ein Kriterium zur Vermeidung von Parameterresonanz im Rollkörper des TSBD in der Form einer mindestens erforderlichen Größe der Lehr’schen Dämpfung definiert. Im zweiten Teil wurde untersucht, ob die bewusste Herbeiführung der Parameterresonanz im Rollkörper des TSBD zur Schwingungsdämpfung einer durch Personenverkehr biaxial angeregten Fußgängerbrücke angewendet werden kann. Es wurde gezeigt, dass sich bei passender Wahl der Eigenfrequenz und Lehr’schen Dämpfung des TSBD trotz des Eintretens der Parameterresonanz eine stabile Schwingbewegung des Rollkörpers ausbildet und die erzwungenen vertikalen Schwingungen des Brückendecks signifikant reduziert werden können.

Die Besonderheit des untersuchten parametererregten Festkörperschwingungsdämpfers ist sein Einsatz zur Reduktion von vertikalen Schwingungen von Ingenieurkon-

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struktionen. Die optimale Wahl der Dämpferparameter erfolgt hier nicht mehr gemäß den Optimierungskriterien nach Den Hartog, sondern durch passende Wahl des Parameters l der Ince-Strutt-Stabilitätskarte und der Größe der Lehr’schen Dämpfung zTSBD. Zur Erzielung einer möglichst hohen schwingungsdämpfenden Wirkung und eines raschen Ansprechverhaltens des TSBD ist l = (wTSBD/Wv)2 = 0,25 und zTSBD so gering wie möglich zu wählen. In einer derzeit laufenden Forschungsarbeit wer-

den zur Optimierung des vorgestellten parametererregten Festkörperschwingungsdämpfers und zur Erweiterung des passiven auf ein adaptives (frequenzanpassbares) Schwingungsdämpfersystems weiterführende Untersuchungen durchgeführt. Im Zuge dieser Arbeiten wird auch die Anwendung des parametererregten Festkörperschwingungsdämpfers zur Reduktion der vertikalen Schwingungen von Eisenbahnbrücken bei Zugüberfahrt untersucht.

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Autor Dipl.-Ing. Dr. techn. Michael Reiterer (Korrespondenzautor) michael.reiterer@revotec.at REVOTEC zt gmbh Strukturdynamik Hermanngasse 18 1070 Wien, Österreich

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Reiterer, M. (2021) Parametererregter Festkörperschwingungsdämpfer für biaxial angeregte Ingenieurkonstruktionen. Bautechnik 98, H. 1, S. 52–62. https://doi.org/10.1002/bate.202000071 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 15. Juli 2020; angenommen: 8. Oktober 2020.

Bautechnik 98 (2021), Heft 1

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Josef Zimmermann, Maximilian Reiser

Prognose des Verbrauchs grauer Energie über die Lebensdauer von Gebäuden Das Bauen in Städten und Ballungsräumen gehört weltweit zu den größten Ressourcenverbrauchern. Das Gebäudeenergiegesetz (GEG) in Deutschland stellt Anforderungen an den energetischen Standard für den Neubau. Der Schwerpunkt liegt dabei auf der Reduktion des Primärenergiebedarfs für die Wärmeversorgung im Betrieb. Die erforderliche nicht erneuerbare Primärenergie (graue Energie) der in Gebäuden eingesetzten Materialien und der damit einhergehende Ressourcenverbrauch ist jedoch zusätzlich zu beachten. Die bei der Errichtung von Gebäuden umgesetzte graue Energie wurde bereits vielfach untersucht und beschrieben. Dieser Beitrag befasst sich mit der anfallenden grauen Energie über den gesamten Lebenszyklus von Immobilien. Insbesondere werden die Aufwendungen nach der Errichtung für Instandsetzung und Entsorgung untersucht. Hierzu wird ein Prognosemodell auf Basis der ­Methodik der Standardraumstrukturen von Kornblum und ­Greitemann entwickelt und auf das Beispiel einer Wohn­ immobilie angewandt.

Prediction of consumed embodied energy over the life cycle of buildings Building in cities and metropolitan areas is one of the largest resource consumers worldwide. The Building Energy Act (GEG) in Germany places demands on the energy standard for new buildings. The focus is on reducing the primary energy requirement for HVAC during operation. However, the required non-renewable primary energy (‘Graue Energie’ – embodied energy) of the materials used in buildings and the associated resource consumption needs also to be taken into account. The embo­ died energy consumed in the construction of buildings had already been examined and described many times. This article deals with the Embodied Energy accumulated over the entire life cycle of real estate. In particular, the expenses for repair and disposal after the erection of a building will be investiga­ ted. For this purpose, a forecast model, based on the methodo­ logy of the standardized room structures by Kornblum and ­Greitemann, is developed and applied using the example of a residential property.

Stichworte graue Energie; Standardraumstrukturen; Instandsetzung; Lebenszyklus

Keywords embodied energy; structures of standardized rooms; repair; life cycle; standardized rooms method

1 Einführung

chitektenverein als „Graue Energie“ (im Folgenden: GE) bezeichnet. Die GE ist in der Literatur nicht einheitlich definiert [4]. Sie stellt im Wesentlichen den kumulierten, nicht erneuerbaren Primärenergieinhalt für vorgelagerte Prozesse vom Rohstoffabbau über Herstellungs- bis zu Verarbeitungsprozessen und die Entsorgung inkl. Transporte und Hilfsmittel dar [5, 6].

Die Bau- und Immobilienwirtschaft steht im Wandel, u. a. getrieben durch den Klimawandel sowie den Energieund Ressourcenverbrauch [1]. Insbesondere das Bauen in Städten und Ballungsräumen zählt weltweit zu den größten Ressourcenverbrauchern und verursacht 60 % des Materialverbrauchs, 50 % des Abfallaufkommens sowie 35 % des Energieverbrauchs und produziert 35 % der Emissionen. In Deutschland werden jährlich 517 Mio. t mineralische Rohstoffe verbraucht, wovon 90 % im Baubereich eingesetzt werden [2]. Derzeit in Deutschland angestrebte klimapolitische Zielsetzungen im Gebäudesektor stellen durch das Gebäudeenergiegesetz (GEG) Anforderungen an den energetischen Standard für den Neubau. Der Schwerpunkt liegt dabei auf der Reduktion des Primärenergiebedarfs für die Wärmeversorgung (Beheizung und Warmwasser) im Betrieb. Folglich ist dieser seit 2002 um mehr als 20 % gesunken und tendenziell weiter fallend [3].

Die erforderliche nicht erneuerbare Primärenergie der in Gebäuden eingesetzten Materialien und der damit einhergehende Ressourcenverbrauch sind jedoch zu beachten.

Dieser, den Baustoffen innewohnende Primärenergieinhalt wird bspw. vom Schweizerischen Ingenieur- und Ar

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DOI: 10.1002/bate.202000068

Der Primärenergiebedarf der Gebäudesubstanz selbst gerät derzeit zunehmend in den Fokus, da dieser anteilig zum Gesamtprimärenergieverbrauch eines Gebäudes erheblich beiträgt. Beispielsweise wird der Gesamtprimärenergieverbrauch anteilig als Primärenergiebedarf für Nutzerstrom, Betrieb (Beheizung und Warmwasserversorgung) und Gebäudeerrichtung (GE) beschrieben [7].

Der Verbrauch an GE darf jedoch nicht isoliert für die Errichtung des Gebäudes betrachtet werden. Schon vom Grundsatz her besteht ein Gebäude aus Bauteilen, die über die Bereitstellung zur Gebäudenutzung Ressourcen verbrauchen [8]. Die Bauteile eines Gebäudes weisen eine begrenzte Lebensdauer auf. Sie müssen über die Nutzungsdauer ausgetauscht bzw. instand gesetzt und entsorgt werden und verbrauchen somit zusätzlich GE [9].

Die GE für Instandsetzungsmaßnahmen muss daher in eine Bewertung der Umweltverträglichkeit in Bezug auf Primärenergie mit einbezogen werden.

© 2020 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin. Bautechnik 98 (2021), Heft 1 63

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Prognosen von Kornblum [9] aus dem Jahr 2019, die auf dem Prinzip des Bauteilersatzes beruhen, zeigten für eine standardisierte Büroimmobilie einen erheblichen Zuwachs an GE in 50 Jahren im Vergleich zur ausschließlichen Errichtung. Der Verbrauch an GE für Instandsetzungsmaßnahmen wurde dabei, unter Annahme einer ordnungsmäßigen Instandhaltung der Bauteile und einer dem Zweck entsprechenden Nutzung des Gebäudes, mit über 80 % des Energieverbrauchs für die ursprüngliche Errichtung des Gebäudes beziffert [9].

Im Fokus dieses Aufsatzes steht die Entwicklung eines Prognosemodells für frühe Projektphasen der Immobilien­ entwicklung (HOAI, Leistungsphase 2) zur Bewertung einer Immobilie in Bezug auf die GE für deren Errichtung, Instandsetzung und Entsorgung. Insbesondere soll die GE für Instandsetzungen gemäß Verursacherprinzip durch den Bauteilersatz abgebildet werden. Die Prognose der GE auf Bauteilebene in frühen Projektphasen erfordert ein Modell, das mit einer hinreichend genauen Objektkonzeption die stoffliche Substanz erfasst. Es muss dem Detaillierungsgrad eines realen Gebäudes entsprechen, Informationen zu Mengen und Bauteilen enthalten sowie parametrisierbar sein, um eine Verknüpfung zu GE-Kennwerten, Lebensdauern von Bauteilen und der Nutzungsdauer einer Immobilie zu ermöglichen. Konkret wird damit ein allgemeines Verfahren entwickelt, das auf Bauteilebene operiert und die Bestimmung der GE von Gebäuden mit unterschiedlichen Nutzungsarten (Wohnen, Büro, Hotel etc.) ermöglicht.

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Grundlagen und Einflussparameter

2.1

Graue Energie

So einfach die Definition der GE scheint, so komplex ist die konkrete Erarbeitung von zuverlässigen Kennwerten.

In den letzten 30 Jahren wurde eine Vielzahl von Maßzahlen für den Verbrauch von GE der bedeutendsten Baustoffe, Bauteile oder Gebäudeelemente publiziert.

Diese Kennwerte basieren auf Stoff- und Energiebuchhaltungen von vernetzten Systemen. Ähnlich wie in der ­Finanzbuchhaltung unterliegen Stoff- und Energiebuchhaltungen Zuordnungs-, Bewertungs-, Amortisations- und Erfassungsproblemen, die einheitlich, zweckmäßig und logisch gelöst werden müssen. Vor diesem Hintergrund ist eine Wertung der Literaturkennwerte nicht sinnvoll.

Es kann daher nur Kennwerte geben, die in einer einheitlichen Logik erarbeitet wurden und deshalb vergleichbar sind, z. B. anhand der zugrunde gelegten Systemgrenzen.

Die Systemgrenzen für GE legen fest, welche Stoff- und Energieflüsse in Abgrenzung zur Systemumwelt in die Buchhaltung mit einbezogen werden [10, 11]. Bild 1 zeigt die Definition der Systemgrenzen des Schweizer Ingenieur- und Architektenvereins für die GE eines Gebäudes.

Die Durchsetzung eines einheitlichen Standards für die Ermittlung der GE ist jedoch nach wie vor eine Herausforderung, da bestehende Richtlinien, z. B. das SIA-Merk64

blatt 2032 oder die DIN 15804, keinen verpflichtenden Charakter haben. Es ist daher für den Nutzer schwierig, die Qualität der veröffentlichten Daten im Hinblick auf eine weitere Verwendung zu beurteilen [4].

Das diesem Aufsatz zugrunde liegende Prognosemodell erfordert Kennwerte, die als Einflussparameter einem Bauteil zugeordnet werden können. Da von einer Wertung der GE-Kennwerte Abstand genommen wird, dienen diese als Platzhalter bis zu einer Aktualisierung. Zu den umfangreichsten, öffentlich zugänglichen Datenquellen für die GE von Bauteilen zählen die „Ökobau.dat“ des Bundesministeriums des Innern, für Bau und Heimat (BMI) aus Deutschland und die „Empfehlung Ökobilanzdaten im Baubereich“ der Koordinationskonferenz der Bau- und Liegenschaftsorgane der öffentlichen Bauherren (KBOB) aus der Schweiz [12, 13]. Insgesamt wird für über 1 000 verschiedene Bauteile der nicht erneuerbare Primärenergieinhalt für Herstellung und Entsorgung ausgewiesen, der als Datengrundlage für den Parameter GE im Modell dient.

2.2 Lebensdauer Alle Bauteile einer Immobilie sind u. a. der materiellen Abnutzung, z. B. durch Verschleiß oder Korrosion, unterworfen. Infolgedessen müssen diese zum Grenzzeitpunkt der max. möglichen Abnutzung, am Ende ihrer technischen Lebensdauer, instand gesetzt werden [14]. Die technische Lebensdauer von Bauteilen bzw. Gebäudeelementen ist definiert als die Zeitspanne zwischen der Herstellung eines Bauteils und dem Zeitpunkt, an dem die Erfüllung der ihm zugedachten Funktion sowie Instandhaltungsmaßnahmen technisch nicht mehr möglich sind [15].

Somit ist die Lebensdauer eines Gebäudes als Zusammenspiel individueller Lebensdauern von einzelnen Bauteilen aufzufassen und wird als technische Gesamtnutzungsdauer bezeichnet. Sie stellt die max. wirtschaftlich mögliche Nutzungsdauer einer Immobilie bei „ordnungsmäßiger Bewirtschaftung“ gem. §23 ImmowertV dar [16, 17].

Folglich könnte eine Immobilie technisch, in Bezug auf die materielle Abnutzung, endlos durch Instandsetzung der Bauteile erhalten werden. Die Gesamtnutzungsdauer wird daher für das zugrunde liegende Prognosemodell als unendlich festgelegt und für das Beispiel auf 80 Jahre beschränkt, z. B. aufgrund von Obsoleszenz. In diesem Modell wird die Instandsetzung von Bauteilen durch den Ersatz der Bauteile am Ende ihrer jeweiligen technischen Lebensdauer abgebildet.

Die Literatur kennt eine Vielzahl von Quellen für technische Lebensdauern von Bauteilen, die untereinander abweichen und grundsätzlich keine belastbaren Kennwerte liefern. Beispielsweise werden die Einflüsse durch die Nutzungsintensität nicht berücksichtigt. Als Berech-

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Bild 1 Systemgrenzen für die Bestimmung der grauen Energie eines G ­ ebäudes [5] System boundary for determining the embodied energy of a building [5]

nungsgrundlage dieses Bauteilparameters im Prognosemodell wird die „Empfehlung für Lebensdauern“ des Bundes Technischer Experten e.V. (BTE) aus dem Jahr 2008 herangezogen [18].

Bauteile, deren Abnutzung so langsam voranschreitet, dass sie die Gesamtnutzungszeit nicht unterschreiten, werden über die Lebensdauer des Gebäudes nicht ausgetauscht. Daher wird in der Beispielrechnung davon ausgegangen, dass der Rohbau keinen Angriffen ausgesetzt ist und 80 Jahre überdauert. Ebenfalls werden die Bauteile Estrich (ohne Fußbodenheizung), die Granitfensterbänke und die Putze in den Innenbereichen nicht ersetzt. In diesen Fällen wird angenommen, dass lediglich vereinzelt Ausbesserungen stattfinden, die jedoch vernachlässigt werden. Verbindungs-, material- und konstruktionsbedingte Abhängigkeiten zwischen einzelnen Bauteilen erlauben keinen individuellen Bauteilersatz, sondern erfordern eine Kopplung von Maßnahmen [19, 20]. Zur Abbildung dieses Sachverhalts müssen die Lebensdauerkennwerte unter den Bauteilen sinnvoll angeglichen werden.

2.3 Standardraumstrukturen Die Methodik der Standardraumstrukturen wurde am Lehrstuhl für Bauprozessmanagement und Immobilien­ entwicklung der Technischen Universität München entwickelt und basiert auf dem Gedanken, dass sich eine Immobilie entgegen ihrem Unikatcharakter, der nur durch die individuelle Objektkonzeption und die spezifische Lage gegeben ist, hinsichtlich ihrer einzelnen Räume in Bezug auf Struktur und Aufbau standardisieren lässt [21]. Ziel dieser Methodik ist die aussagekräftige Prognose der Herstellungs- und Instandsetzungskosten in frühen Phasen eines Immobilienprojekts, um den Informationsstand des Projektentwicklers im Hinblick auf eine Entscheidung zur Realisierung des Projekts (Realisierungsentscheidung) zu erhöhen [8]. Zur Realisierungsentscheidung, Ende der Leistungsphase 2 „Vorplanung“ nach HOAI, sind jedoch erst ca. 60 % des Objektsolls planerisch festgelegt und ermöglichen somit vom Grundsatz her keine belastbare Kostenberechnung auf Basis der vorliegenden Planung [22].

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Bild 2 Allokation der nutzungsspezifischen und übergeordneten Standardräume eines Gebäudes [9] Allocation of the usage-oriented and general standardized rooms of a building [9]

Die Standardraummethodik ermöglicht die Zusammenfassung von Bauteilen im Voraus, unter einer standardisierten Vorwegnahme der Planung, zu einem baukastenähnlichen Modell aus Räumen, einer Standardraum­ struktur. Diesen Räumen werden somit Informationen zugrunde gelegt, die sonst erst in der Ausführungsplanung zur Verfügung stehen. Die enthaltenen Bauteile ähneln strukturell einem Raumbuch auf Basis ihrer geplanten Nutzung. Zusammengesetzt beschreiben sie ein standardisiertes Gebäude auf Bauteilebene. Das Gebäudemodell wird parametrisiert durch die Dimensionierung der Räume mit den aus der Vorplanung gegebenen Nutzungen, der Anzahl und der Geometrie der Räume [9]. Die Bauteile eines Raums folgen der Gliederungsstruktur der DIN 276-1 (KG 300 & 400) und ergeben in Kombination mit speziellen Flächenarten, z. B. nach DIN 277-1, die sog.

Standardräume [23, 24]. Ein Standardraum ist eine normierte Fläche innerhalb eines Gebäudes, dem eine bestimmte Funktion bzw. Nutzung zugeordnet werden kann.

Durch die Skalierung dieser Flächenarten ist es möglich, jedes Gebäude gleicher Art abzubilden. Bild 2 zeigt schematisch die Modellierung eines Gebäudes aus übergeordneten und nutzungsspezifischen Standardräumen [9].

nutzungsspezifischen Standardraum zugeordnet. Weiter sind Heizkörper, Lampen, Schalter, Steckdosen, Fußbodenbeläge sowie Innentüren und Innenfenster Teil des nutzungsspezifischen Standardraums. Außentüren und Außenfenster sind dem übergeordneten Standardraum Fassade zugeordnet [9].

Übergeordnete Standardräume beziehen sich auf das ganze Gebäude, insbesondere auf die Tragstruktur. Zu diesen zählen u. a. der Rohbau, die Fassade und die horizontale und vertikale Versorgung. Insbesondere Wände, Decken, Unterzüge, Stützen und alle raumbildenden Bauteile sind dem Rohbau zugeordnet. Die nutzungsspezifischen Standardräume lassen sich in die Tragstruktur einfügen und enthalten bspw. Technikräume oder Büro­ räume. Die Bauteile werden vom Fußboden ausgehend, ab dem Zementestrich, und von den Wänden ausgehend, ab dem Putz (Ausbaustruktur), den nutzungsspezifischen Standardräumen zugeordnet. Leitungen, Kabel und Rohre sind ab Überschreiten der Raumgrenzen dem jeweiligen

Standardräume mit gleicher Raumfunktion (z. B. Schlafen = Schlafzimmer) können in Bezug auf die zugeordneten Bauteile unterschiedlich ausgestattet sein. Werden diese standardisiert und vergleichend bewertet, repräsentieren sie Ausstattungsstandards. Standard definiert das Niveau bzw. die Wertigkeit einer Leistung bei gleicher Qualität. Beispielsweise entspricht ein Boden aus Naturstein, z. B. Granit, einem höheren Standard im Vergleich zu einem Bodenbelag aus Betonwerkstein. Aus diesem Grund kann eine Funktion des Bauteils auf verschiedene Weisen erfüllt werden, die sich in technischer oder kon­ struktiver Sicht unterscheiden und unterschiedliche Kosten generieren. Ein weiteres Beispiel ist die Wärmeversor-

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Standardraumstrukturen sind auf unterschiedliche Immobilientypen (Wohnen, Büro, Hotel etc.) anwendbar. Damit lassen sich z. B. Wohnimmobilien zu Gebäuden gleicher Art, zu Gebäudetypen, zusammenfassen. Der Gebäudetyp (z. B. Einfamilienhaus) definiert hierbei die raumübergreifenden Kosten, die nicht allein mit der Zahl der Räume skalierbar sind, wie z. B. Heiz- und Heizungskosten. Um eine lückenlose und gleichzeitig hinreichend standardisierte Modellierung zu ermöglichen, müssen Gebäudetypen definiert werden. Beispielsweise wurden für Wohnimmobilien die Typen Einfamilienhaus, Zweifamilienhaus, Wohngebäude mit drei bis acht Wohnungen und Wohngebäude mit acht und mehr Wohnungen definiert [25].

2.4 Ausstattungsstandard

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Bild 3 Standardraumstruktur „Wohnen“ [25] Structure of standardized rooms for “residential” propertys [25]

gung, die durch eine Fußbodenheizung jedoch auch klassisch durch Radiatoren an den Wänden realisiert werden kann. Eine Fußbodenheizung ist höherwertig und erhöht den Ausstattungsstandard. Für den Immobilientyp Wohnen wurden für jeden Gebäudetyp drei Niveaustufen mit den Kategorien „niedrig“, „mittel“ und „gehoben“ definiert (Bild 3) [25].

betrachtet. Zu Beginn ist der Immobilientyp festzulegen, gefolgt von der Gebäudekubatur und der damit verbundenen Gebäudegeometrie (Bild 4). Ist die Nutzung der einzelnen Flächen definiert, erfolgt die Auswahl der übergeordneten und nutzungsspezifischen Standardräume nach Raumfunktion, Ausstattungsstandard und Menge. Jeder mögliche Standardraum ist in einem Datenblatt beschrie-

Der Verbrauch an GE eines Gebäudes ist abhängig vom Material der verwendeten Bauteile bzw. von den Baustoffen. Ein typisches Beispiel in einem Standardraum ist der Fußboden. In der Kategorie „niedrig“ stellt kostengünstiges Linoleum den Bodenbelag dar. Die Kategorie „mittel“ definiert wesentlich kostspieligere Beläge wie Laminat oder Fertigparkett. Hochwertige Natursteinplatten charakterisieren hier die Kategorie „gehoben“. Gemäß Ökobau.dat wird GE hingegen für Herstellung und Entsorgung je m2 am wenigsten von Parkett (ca. 86 MJ) bzw.

Laminat (ca. 83 MJ) verbraucht, gefolgt von Linoleum (ca. 93 MJ) und Natursteinplatten (ca. 136 MJ) [12, 13].

Unterschiedliche Ausstattungsniveaus sind nach Sachwertrichtlinie [26] bekannt, jedoch in Bezug auf das Material nicht konkret definiert, wie es für die Prognose der GE (Herstellung und Instandsetzung) nötig wäre. Die Niveaustufen „einfach“, „mittel“ und „gehoben“ dieses Prognosemodells unterscheiden sich insbesondere bei Fußbodenaufbauten, Wand- und Deckenverkleidungen sowie der Fassadenausführung. Tab. 1 gibt einen Überblick über die Ausstattungsstandards und deren Material.

3 Prognosemodell Bei der Bestimmung der GE eines Gebäudes über Standardraumstrukturen kann es sich sowohl um ein in Planung befindliches als auch ein bestehendes Objekt handeln. In dieser Untersuchung wird lediglich der Neubau

Bild 4 Anwendungsleitfaden der Standardraumstrukturmethodik [9] Application guide for the standardized rooms method [9]

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J. Zimmermann, M. Reiser: Prognose des Verbrauchs grauer Energie über die Lebensdauer von Gebäuden Tab. 1 Definition der Ausstattungsniveaus für eine Wohnimmobilie Definition of outfit levels for a residential property

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Bild 5 Beispieldarstellungen der Nord-, Südansicht und des Grundrisses 1. OG des Wohngebäudes North view, south view and floor plan 1st floor of the exemplary ­residential building

ben, das neben den geometrischen Gegebenheiten des Raums auch eine Auflistung der ihm zugeordneten Bauteile beinhaltet. Den Bauteilen werden neben der individuellen Menge (mit entsprechender Einheit) die Parameter GE, technische Lebensdauer und Nutzungsdauer zugeordnet. Die Kostengruppe der DIN 276 und der Leistungsbereich des Standardleistungsbuchs (StLB) beschreiben die kalkulatorischen Parameter der Bauteile.

Die Berechnung der GE eines Standardraums gliedert sich, gem. Gl. (1), in GE zur Errichtung (Herstellung einschl. Entsorgung) des Objekts und in GE für Instandsetzungsaufwendungen.

GESR;j(t )

Graue Energie je Standardraum

=

 t



GEi ⋅ Qi + ∑ GEi ⋅ Qi ⋅  i  ∑ i =1 i = 1

 LD  n

Graue Energie für Errichtung

n

i  (1) 

Graue Energie für Instandsetzung

Die GE eines Standardraums j zum Zeitpunkt t der Gesamtnutzungsdauer wird bestimmt aus der Summe der erforderlichen GE für die Errichtung und Instandsetzung aller Bauteile i.

Die GE für die Errichtung eines Bauteils i (Zeitpunkt 0) errechnet sich aus der erforderlichen GE für Herstellung und Entsorgung GEi der einzelnen Bauteile und der jeweiligen Menge Qi. Die GE für die Instandsetzung eines Bauteils i ergibt sich aus der erforderlichen GE für Herstellung und Entsorgung des Bauteils GEi, der entsprechenden Menge Qi und dem Quotienten aus dem Zeitpunkt ti und der technischen Lebensdauer LDi. Die GE eines Gebäudes errechnet sich aus der Summe der GE aller erforderlichen Standardräume SR;j [9].

4 Beispiel Die Beispielrechnung des Prognosemodells wird für eine Wohnimmobilie durchgeführt. Das Gebäude ist charakte-

risiert als frei stehendes Wohnhaus mit elf Wohneinheiten über fünf oberirdischen Geschossen bei einer Gebäudegrundfläche von 265 m2, einer Raumhöhe von 2,65 m und einer Gebäudehöhe von 14,7 m. Insgesamt wird eine Wohnfläche von 1 090 m2 mit einem Bruttorauminhalt von 5 021 m3 realisiert. Die tragenden Außen- und Innenwände sind in Kalksandsteinbauweise ausgeführt, nicht tragende Wände in Gipskartonbauweise. Die Bodenplatte, die Decken und das Flachdach sind in Stahlbeton gefertigt. Das Gebäude wird in Bild 5 exemplarisch in ­Nord-, Südansicht und Regelgeschoss (1. OG) dargestellt.

Für die entsprechenden Raumfunktionen werden die benötigten Standardräume in Abhängigkeit von den Ausführungsniveaus „einfach“, „mittel“ und „gehoben“ gewählt (Tab. 1). Anschließend werden diese mit den spezifischen Parametern „Länge“, „Breite“, „Höhe“ und „Anzahl“ skaliert. Exemplarisch sind die Skalierungsparameter für das Regelgeschoss sowie deren Zusammenfassung je Geschoss in Tab. 2 dargestellt.

5 Ergebnis In Bild 6 wird die kumulierte GE für die anfallenden Herstellungs- und Entsorgungsaufwendungen des Beispiel­ objekts vom Zeitpunkt der Errichtung (Jahr 0) bis zum Jahr 80 für die definierten Ausstattungsstandards „einfach“, „mittel“ und „gehoben“ dargestellt.

Zum Zeitpunkt der Errichtung weist das gehobene Ausstattungsniveau mit ca. 6,2 Mio. MJ den höchsten Verbrauch an GE auf. Das einfache Ausstattungsniveau verbraucht um ca. 15 % und das mittlere Ausstattungsniveau um ca. 13 % weniger GE. Bis zum Jahr 80 wird bei dem gehobenen Ausstattungsniveau mit 9,3 Mio. MJ das Maximum an GE verbraucht. Das einfache Ausstattungs­ niveau verbraucht dabei um ca. 8 % und das mittlere Ausstattungsniveau um ca. 11 % weniger. Der sprunghafte Anstieg im Jahr 40 folgt aus den Lebensdauerangaben.

In allen Ausstattungsstandards werden ca. 65 % des Gesamtverbrauchs für den Ersatz von Bauteilen, deren Lebensdauer vervielfacht 40 Jahre beträgt, verbraucht. Zum

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J. Zimmermann, M. Reiser: Prognose des Verbrauchs grauer Energie über die Lebensdauer von Gebäuden Tab. 2 Zusammenfassung der Skalierungsparameter für die Gebäudegeschosse Summarized scaling parameters for floors of the building

Bild 6 Kumulierte graue Energie in 80 Jahren für die Wohnimmobilie in den Ausstattungsniveaus „einfach“, „mittel“ und „gehoben“ Accumulated embodied energy over 80 years for the exemplary r­ esidential property for outfit levels “low”, “medium” and “high”

Beispiel sind hier die Instandsetzung der WDVS-Fassade (alle 40 Jahre), der Fenster (alle 40 Jahre) und der Flachdachabdichtung (alle 20 Jahre) zu nennen.

tung (Herstellung und Entsorgung) des Gebäudes und 35 % dem Bauteilersatz über die Nutzungsdauer geschuldet sind (Bild 7).

Am Beispiel Ausstattungsniveau „mittel“ ist zu sehen, dass 65 % der kumulierten GE (8,3 Mio. MJ) der Errich-

Dabei entfallen auf den Rohbau ca. 34 %, die Fassade ca.

27 % und den Ausbau ca. 39 % der kumulierten GE

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(Bild 8). Der Rohbau, der über die Nutzungsdauer nicht ersetzt wird, nimmt trotzdem einen Anteil von mehr als einem Drittel ein.

Das Verhältnis der Anteile der GE für die Kostengruppen 300 und 400 variiert deutlich für die Bereiche „Neubau“, „Instandsetzung“ und „Lebenszyklus“ (Bild 9).

Bild 7 Verhältnis der grauen Energie zwischen Errichtung und Instand­ setzung in 80 Jahren Embodied energy in construction in comparison to repair after 80 years

Schließlich wird der Gesamtverbrauch an GE im Ausstattungsniveau „mittel“ nach der zweiten Ebene der DIN 276 untersucht (Bild 10). 80 % des Gesamtaufkommens an GE wird durch die Anteile Außenwände (KG 330; ca.

32 %), Decken (KG 350; ca. 19 %), Gründung (KG 320; ca. 16 %) und Innenwände (KG 340; ca. 13 %) verbraucht.

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Bild 8 Kumulierte graue Energie in 80 Jahren für Rohbau, Fassade und Ausbau Accumulated embodied energy after 80 years for structural work, facade and equipment

Bild 9 Entwicklung der grauen Energie nach 80 Jahren, gegliedert nach KG 300 und 400 Development of embodied energy after 80 years structured ­according to KG 300 and 400

Bild 10 Kumulierte graue Energie in 80 Jahren, gegliedert nach DIN 276 Accumulated embodied energy after 80 years according to DIN 276

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6 Fazit Die Methodik der Standardraumstrukturen eignet sich für die Prognose von GE in frühen Projektphasen unterschiedlicher Immobilientypen (Wohnen, Büro, Hotel etc.). In Abhängigkeit vom Ausstattungsstandard werden die Bauteilkennwerte Menge, graue Energie, technische Lebensdauer und Nutzungsdauer verknüpft und generieren die kumulierte graue Energie für die Errichtung, Instandsetzung und Entsorgung.

Die kumulierte graue Energie in 80 Jahren der beispielhaft untersuchten Wohnimmobilie ergibt für den Rohbau einen Anteil von ca. 34 %, für die Fassade von ca. 27 % und für den Ausbau (inkl. TGA) von ca. 39 %. Die zugrunde gelegten Ausstattungsstandards (einfach, mittel und gehoben) beeinflussen dabei die kumulierte graue Energie im Mittel um 10 %. Der Neubau der Wohnimmobilie hat

einen Anteil an der kumulierten GE von 65 % und die Instandsetzung 35 %.

Bei der Berechnung der GE für Instandsetzungen im Prognosemodell haben die Kennwerte für die graue Energie der Bauteile gemäß Berechnungsmethodik direkt proportionalen und die technische Lebensdauer indirekt proportionalen Einfluss. Die Qualität der veröffentlichten Bauteilkennwerte für die graue Energie und die technische Lebensdauer schlägt sich dementsprechend im Ergebnis nieder. Daher ist es unabdingbar, dass einheitliche Standards für die Bestimmung der GE von Bauteilen durchgesetzt werden, um die Qualität von Prognosen in Bezug auf graue Energie zu erhöhen. Insbesondere die technische Lebensdauer erfordert statistisch nachgewiesene Kennwerte unter Berücksichtigung der Nutzungsinten­ sität, die das zeitliche Auftreten des Bauteilersatzes im Prognosemodell beeinflusst.

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[18] BTE-Arbeitsgruppe (2008) Lebensdauer von Bauteilen, Zeitwerte. Bund Technischer Experten e.V., Essen.

[19] Hüske, K. (2001) Nachhaltigkeitsanalyse demontagegerechter Baukonstruktionen, Entwicklung eines Analysemodells für den Entwurf von Gebäuden [Dissertation]. Technische Universität, Darmstadt.

[20] Zimmermann, J.; Ziegel, C. (2019) Kostenermittlung in frühen Projektphasen mit Standardraumstrukturen im Wohnungsbau in: Bauingenieur 94, S.395–404.

[21] Greitemann, P. (2017) Bestimmung der Bauzeit von Bauprojekten zum Zeitpunkt der Realisierungsentscheidung [Dissertation]. Technische Universität München, München.

[22] Zimmermann, J.; Nohe, B. (2015) Mittelbarer Einfluss der HOAI 2013 auf die Leistungspflichten in: Evangelischer Bundesverband für Immobilienwesen in Wissenschaft und Praxis e.V. [Hrsg.] Planerverträge, Haftung der Planer und Mitverantwortung der Besteller. 14. Weimarer Baurechts­ tage, Band 98, München: Beck Verlag.

[23] DIN 276-1 2012 (2012) Kosten im Bauwesen. Berlin: Beuth.

[24] DIN 277-1 2010 (2010) Grundflächen und Rauminhalte im Bauwesen. Berlin: Beuth.

[25] Ziegel, C. (2015) Entwicklung von Standardraumstrukturen zur Kostenermittlung von Wohnimmobilien [Masterarbeit].

Technische Universität München, München.

[26] Bundesministerium für Verkehr, Bau und Stadtentwicklung (2012) Sachwertrichtlinie (SW-RL) Richtlinie zur Ermittlung des Sachwerts. Berlin: Bundesanzeiger.

Bautechnik 98 (2021), Heft 1

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21.12.20 12:50

Autoren Univ.-Prof. Dr.-Ing. Josef Zimmermann zimmermann.ms-rx@t-online.de IBI Institut für Bauprozessmanagement und Immobilienentwicklung GmbH Dürrbergstr. 32a 82335 Berg

Zitieren Sie diesen Beitrag Zimmermann, J.; Reiser, M. (2021) Prognose des Verbrauchs grauer Energie über die Lebensdauer von Gebäuden. Bautechnik 98, H. 1, S. 63–73. https://doi.org/10.1002/bate.202000068 Dieser Aufsatz wurde in einem Peer-Review-Verfahren begutachtet.

Eingereicht: 7. Juli 2020; angenommen: 8. Oktober 2020.

AUFSATZ ARTICLE

J. Zimmermann, M. Reiser: Prediction of consumed embodied energy over the life cycle of buildings

M.Sc. Maximilian Reiser (Korrespondenzautor) m.reiser@tum.de Technische Universität München Lehrstuhl für Bauprozessmanagement und Professur für ­Immobilienentwicklung Arcisstr. 21 80333 München

VERANSTALTUNGEN

Bauen für alle – Gemeinsam handeln für Klimaschutz und Ressourceneffizienz

Am 24. November 2020 fand in der BerlinBrandenburgischen Akademie der Wissenschaften in Berlin das hybride 2. Symposium Ingenieurbaukunst – Design for Con­ struction statt. Die von Dr. Bernhard Hauke moderierte Schlussdiskussion mit Prof. Werner Sobek, Prof. Lamia MessariBecker, Reiner Nagel und Eva Hinkers beleuchtete die Frage: Klimaschutz, Ressourceneffizienz und wie weiter?

Das erfordert konsequent nachhaltiges Bauen mit zirkulären Ansätzen. Die Bauwirtschaft muss mittelfristig zu einer ressourcenbewussten Kreislaufwirtschaft werden, Ressourcen maximal sparsam einsetzen und im Kreislauf halten. Nur so können wir dem weltweiten Baubedarf in ökologischer, ökonomischer, ­sozial und baukulturell verträglicher Weise gerecht werden. Dafür tragen wir Ver­antwortung und haben Vorbildfunk­ tion. Wissenschaftler/-innen und Ingenieur/-innen haben bereits viele Aspekte des nachhaltigen Bauens erforscht und Lösungen anwendungsbereit. Andere Fragen sind bisher noch nicht hinreichend in Bauwirtschaft oder angewandter Bauforschung verankert.

Ressourcenknappheit ist neben dem Klimawandel eine der größten Herausforderungen der Menschheit. Der Baubedarf weltweit steigt weiter; insbesondere in sich wirtschaftlich entwickelnden Ländern. Mit den verfügbaren Ressourcen unserer Erde muss allen Menschen dauerhaft ein würdiges Leben ermöglicht werden.

Mit Forschung, Entwicklung und Innovationen müssen wir Lösungen für nachhaltiges Bauen, Ressourceneffizienz und Klimaschutz durchsetzen. Alle Bauschaffenden zusammen; Architekt/-innen, Ingenieur/-innen, Stadtplaner/-innen, Bauwirtschaft und Verbände müssen jetzt gemeinsam mit Politik und Gesellschaft handeln.

Am 2. Symposium Ingenieurbaukunst – Design for Construction waren beteiligt: Bernhard Hauke, Ernst & Sohn | Lamia Messari-Becker, Uni Siegen | Jan Knippers, Uni Stuttgart | Bernd von Seht, Wetzel & von Seht | Mike Schlaich, TU Berlin, sbp | Lucio Blandini, Uni Stuttgart, Werner Sobek | Christian Hartz, TU Dortmund | ­Julian Lienhard, Uni Kassel, Str.ucture | Dietmar H. Maier, Ingenieurgruppe Bauen | Thomas Klähne, KLÄHNE BUNG | Stefan Polonyi | Thomas Auer, TU München , Transsolar | Thorsten Helbig, Knippers Helbig, The Cooper Union | Christoph Gengnagel, Bollinger+Grohmann, UdK Berlin | Uwe Heiland, SEH Engi­neer­ ing | Wolfgang Sundermann, Werner Sobek | Burkhard Walter, B. Walter Ingenieurgesellschaft | Ansgar Hüls, HÜLS Ingenieure | Alexander Hentschel, TRAGRAUM Ingenieure | Bernhard Schäpertöns, BPR Dr. Schäpertöns | Eva Hinkers, Arup Europa | Reiner Nagel, Bundesstiftung Baukultur | Werner Sobek, Uni Stuttgart.

Mehr zum 2. Symposium Ingenieurbaukunst – Design for Construction unter www.ingD4C.org

Bautechnik 98 (2021), Heft 1 73

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26.06.2020 14:29:38 21.12.20 12:50

Firmen und Verbände – Persönliches– Rezensionen – Nachrichten

Aus dem Inhalt Rückschau auf das 24. Dresdner Baustatik-Seminar online ............. 77 Neue Leipzig-Charta von allen EU-Stadtentwicklungs­ minister/‑innen verabschiedet ............................................................... 78 Veranstaltungskalender .......................................................................... 78

BAUTECHNIK aktuell 1/21

VERANSTALTUNGEN

Symposium IngD4C #2 fordert gemeinsames Handeln für Klimaschutz und Ressourceneffizienz

Bild 1

Beim zweiten Themenschwerpunkt „Klimaschutz und Ressourceneffizienz in Zeiten der Digitalisierung“ ging es insbesondere um die Ausrichtung der Lehre, um den Erfordernissen der Baupraxis gerecht zu werden. Prof. Lucio Blandini

Foto: bycarenpauli

Im ersten Themenschwerpunkt „Effiziente Strukturmorphologie oder Freiform“ stellte Prof. Jan Knippers (Uni Stuttgart)

mit den BUGA-Pavillons Heilbronn eine Holzbauweise ohne Stahlbauverbindungen vor, welche auf den Geschossbau übertragen werden soll. Auch mit gewickelten Carbonfaser-Elementen können beanspruchungsgenaue Strukturen gebaut werden. Ganz anders war die Aufgabenstellung beim Axel-Springer-Neubau in Berlin. Bernd von Seht (Wetzel & von Seht) erläuterte die anspruchsvolle Tragwerksplanung. Anschließend wurde in der Diskussion mit Prof. Mike Schlaich (TU Berlin) festgehalten, dass langfristig flexibel nutzbare Bauwerke durchaus nachhaltig sein können (Bild 2). Aktuell führe kaum ein Weg am CO2-neutralen Holz vorbei, aber auch zum Beispiel dünnwandige Bauteile aus Carbonbeton können ein Lösungsbeitrag sein.

Foto: bycarenpauli

Am 24. November 2020 fand in der Berlin-Brandenburgischen Akademie der Wissenschaften das hybride 2. Sym­ posium Ingenieurbaukunst – Design for Construction (IngD4C #2) unter dem Motto „Klimaschutz, Ressourceneffizienz und wie weiter?“ statt, das auf Diskurs und Projekten des neuen Jahrbuchs Ingenieurbaukunst 2021 beruht. Der Initiator und Moderator des Symposiums Dr. Bernhard Hauke (Ernst & Sohn) hielt fest, dass Wissenschaft und Baukunst das Handwerkszeug der Bauingenieur/-innen sind, nachhaltiges Bauen aber das übergeordnete, gemeinsame Ziel sein muss (Bild 1). IngD4C möchte diskutieren, was heute schon möglich ist und wohin uns zukünftige Entwicklungen führen. Prof. Lamia Messari-Becker (Uni Siegen, Club of Rome) forderte ­entsprechend zum Auftakt mehr Mate­ rialeffizienz, Kreislaufwirtschaft und eine Anpassung der Baunormen.

Bild 2 Bernd von Seht (Wetzel & von Seht), Prof. Mike Schlaich (TU Berlin) und Prof. Jan Knippers (Uni Stuttgart) diskutieren über effiziente Strukturformen: Langfristig flexibel nutzbare Bauwerke sind nachhaltig

I nitiator und Moderator des Symposiums IngD4C #2 Dr. Bernhard Hauke (Ernst & Sohn)

(Uni Stuttgart) argumentierte, dass Leichtbau und Funktionsbündelung zu Ressourcenschonung führen und dies mit parametrischem Engineering sowie durch die Digitalisierung der Wertschöpfungskette gelingen kann. Online ergänzte Prof. Christian Hartz (TU Dortmund), dass wie beim Dortmunder Modell aktives Lernen dem „Bulimie-Lernen“ vorzuziehen ist, um so interdisziplinär inno­ vative Lösungen finden zu können. Prof.

Julian Lienhard (Uni Kassel) sagte, dass die Generation Greta die drängenden Fragen bereits mitbringt und Lösungs­ wege lernen will. Neben der klassischen Tragsicherheit muss entsprechend auch die Ökoeffizienz mitgedacht werden. Dr. Dietmar H. Maier (Ingenieurgruppe Bauen) zeigte ebenfalls online anhand der hocheffizienten Ertüchtigung der Rheinbrücke Maxau die Lösungsrelevanz von grundlegendem Ingenieurswissen auf, betonte aber ebenso ganzheitliches Denken. In die gleiche Kerbe schlug Prof.

Stefan Polónyi, der als einer der Begründer des „Dortmunder Modells“ online hinzufügte, dass während des Stu­diums Zusammenarbeit und Ingenieurdenken gepflegt werden müssen. Nur mit der Anwendung genormter Ansätze werden kaum neue Lösungen erreicht. Der Brückenbauingenieur Dr. Thomas ­Klähne (KLÄHNE BUNG) beschwor die Wichtigkeit eines grundlegenden mechani-

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Foto: bycarenpauli

BAUTECHNIK aktuell

Bild 3 Pausendiskussion beim Symposium IngD4C #2 über den Dächern von Berlin

schen Verständnisses, wünschte sich aber auch mehr Verständnis für Kon­ struktion und Ausführung bei jungen Ingenieur/-innen.

Der Holzbau hat sich in letzter Zeit rasant entwickelt und wird inzwischen für viele der drängenden Fragen als Lösungsmöglichkeit angesehen. Im Essay von Dr. Wolfgang Sundermann (Werner Sobek AG) et al. werden das Potenzial und die notwendigen weiteren Entwicklungen erläutert. Am Jowat Innovations-

Foto: bycarenpauli

Nach einer Kommunikationspause der wenigen Referenten und Diskutanten vor Ort bei sonnigem Herbstwetter auf der Dachterrasse mit Blick auf das Berliner Schloss (Bild 3) ging es weiter mit der Frage, ob LowTech die Steigerung von HighTech sei. Prof. Thomas Auer (TU München) startete mit der Betrachtung verschiedener Bauweisen historischer und moderne Schulbauten. Eine 100 Jahre alte Münchener Schule mit hohen Räumen und dicken Mauern schnitt deutlich robuster als manches moderne Bauwerk ab. Er schloss mit der Feststellung, dass nicht alles, was in Sachen Klimaengineering technisch möglich am Ende auch wirklich sinnvoll ist. Prof.

Thorsten Helbig (Knippers Helbig) zeigte mit der Alnatura Arbeitswelt einen modernen Bürobau mit viel Holz und insbe-

sondere selbsttragenden Lehmaußenwänden. Auch schlug er einen Wettbewerb der Tragwerksplaner um möglichst geringe CO2-Emissionen der Tragstrukturen vor. Uwe Heiland (SEH Engineering), der zum Beispiel anspruchsvolle Brücken baut, gab zu bedenken, dass Nutzerfreundlichkeit und Gestaltung ebenso den Wert einer Konstruktion für die Gesellschaft mitbestimmen. Prof.

Christoph Gengnagel (Bollinger+​Grohmann) resümierte, dass es nicht das eine richtige Material gebe. Dafür sind die Bauaufgaben zu verschieden, oft auch zu komplex. Aber es müssen die jeweils richtigen Fragen gestellt werden.

Bild 4 Symposium IngD4C #2 – Schlussrunde mit Prof. Werner Sobek (Uni Stuttgart), Reiner Nagel (Bundesstiftung Baukultur), Prof. Lamia Messari-Becker (Uni Siegen) und Eva Hinkers (Arup)

76

zentrum Detmold und weiteren Projekten vom Kindergarten bis zum Hörsaal demonstrierte dann Burkhard Walter (B. Walter Ingenieurgesellschaft) die heutigen Holzbaumöglichkeiten). Im nachfolgenden Diskurs forderte KarlHeinz Roth (Züblin Timber) online zur weiteren Steigerung der Effizienz die Vereinheitlichung von Grundprinzipien und Abmessungen im Holzbau und plädierte zur Qualitätssicherung für mehr Standarddetails. Ansgar Hüls (HÜLS Ingenieure) glaubt an den Siegeszug hochfester Hölzer als Holzbau-Verbindungsmittel und appelliert an die Studierenden werkstoffübergreifend zu denken und Holz mit einzubeziehen.

Bei der Schlussdiskussion ging es dann konkludierend um „Klimaschutz, Ressourceneffizienz und wie weiter?“ Prof.

Werner Sobek (Uni Stuttgart) forderte online eine Trendwende: mit weniger Material für mehr Menschen günstig und emissionsfrei zu bauen. Prof. Lamia ­Messari-Becker stellte ebenfalls online klar, dass Holz allein nicht ausreicht, alle Baumaterialien gebraucht werden, aber die Methoden zu hinterfragen sind.

Der Vorsitzende der Bundesstiftung Baukultur Reiner Nagel sagte, dass zum Beispiel die BUGA-Pavillons die erforderlichen technischen und gestalterischen Vorbilder für Innovation sind und gleichzeitig der Wert des Bestandes wahrgenommen werden muss. Eva Hinkers (Arup Europa) warf online ein, dass Effizienzsteigerung allein nicht zum Ziel führe, aber mehr Kreislaufwirtschaft eine Lösung sein kann. Werner Sobek resümierte, dass noch nicht alle Fragen hinreichend beantwortet werden können, wir als Industrieländer aber eine erhebliche Verantwortung und Vorbildfunktion für nachhaltiges Bauen weltweit haben.

Dies aufgreifend forderte Lamia MessariBecker, dass Ingenieure, Architekten, Bauwirtschaft, Verbände und Politik gemeinsam handeln und Lösungen finden müssen (Bild 4).

Bernhard Hauke rief zum Abschluss die Bauschaffenden auf, die evidente Auf­ gabe einer Bauwende gemeinsam an­ zugehen. Für den 23. November 2021 kündigte er das 3. Symposium Ingenieurbaukunst – Design for Construction ­(IngD4C #3) in Darmstadt an. Tentative Themenschwerpunkte, basierend auf dem Jahrbuch Ingenieurbaukunst 2022, sollen dann Kreislaufwirtschaft und B ­ estandsbau sein.

Weitere Informationen zum Symposium und Jahrbuch Ingenieurbaukunst: www.ingd4c.org

Bautechnik 98 (2021), Heft 1

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BAUTECHNIK aktuell

VERANSTALTUNGEN

Rückschau auf das 24. Dresdner Baustatik-Seminar online Am 16. Oktober 2020 musste das 24. Dresdner Baustatik-Seminar aufgrund des aktuell stark zunehmenden CoronaInfektionsgeschehens leider erstmals in das Internet verlagert werden. Sehr gerne hätten wir – die Veranstalter – eine Plattform für persönliche Treffen geboten. Aus Verantwortung gegenüber der Gesundheit aller Teilnehmer und Organisatoren haben wir uns aber kurzfristig zu diesem modifizierten Format durchgerungen. Wir hoffen, dass dies das einzige Baustatik-Seminar dieser Art bleibt. Die Vorträge waren für über 200 angemeldete Teilnehmer online gut verfügbar und die Zuschaltung der Referenten erfolgte problemfrei.

Die Veranstaltung wurde wie immer vom Institut für Statik und Dynamik der Tragwerke der Technischen Universität Dresden in Kooperation mit der Landesvereinigung der Prüfingenieure in Sachsen und der Ingenieurkammer Sachsen ausgerichtet. Beide Partner haben die Modifikation des Formats mitgetragen.

Die Veranstaltung war wie immer in drei Blöcke mit vier, drei und zwei Beiträgen gegliedert. Das im Ankündigungsflyer ausgewiesene Timing der Veranstaltung wurde beibehalten und damit blieben auch die Pausen zum Vertreten der Beine.

Das Dresdner Baustatik-Seminar steht traditionell unter dem Thema „Realität – Modellierung – Tragwerksplanung“. Unter diesem Leitthema werden zukunftsund richtungsweisende Ansätze mit spannenden, praxisrelevanten Beiträgen konkretisiert. Dies wurde schon mit der Einführung und einer kurzen Übersicht zu den einzelnen Beiträgen von Prof.

Dr.-Ing. M. Kaliske deutlich.

Der erste Vortrag von Dipl.-Ing (FH) R. Becker (Ed. Züblin AG, Stuttgart) veranschaulichte die Historie und den aktuellen Stand des politisch brisanten Projekts Stuttgart 21, das zu vielen Auseinandersetzungen und Debatten geführt hat. Der Fokus des Beitrags lag auf den technisch und architektonisch herausragenden Aspekten des Projekts sowie den zahlreichen High Tech Details. Innovativ wurden notwendige Produktionsprozesse neu entwickelt, um den äußerst komplexen Anforderungen zu genügen.

Ganz andere Herausforderungen zeigen sich beim Bauen im Bestand. Über die Jahre verändern sich die Eigenschaften der eingesetzten Werkstoffe und gegebenenfalls

auch die Beanspruchungen. Die Nachweiskonzepte aus der Zeit des Entwurfs entsprechen meist nicht den aktuellen und häufig liegen auch keine verlässlichen Unterlagen zum Bauwerk mehr vor. Bauen im Bestand stellt eine ganz besondere Herausforderung für die Tragwerksplanung dar, wie Prof. Dr.-Ing. J. Menkenhagen (Universität Duisburg-Essen) anschaulich erläuterte.

Für die Standsicherheit und die Gebrauchstauglichkeit von Bauwerken ist die Interaktion von Bauwerk und Boden essenziell. Prof. Dr.-Ing. R. Katzenbach (Ingenieursozietät Prof. Katzenbach, Darmstadt) ging in seinem Beitrag sowohl auf Fragen der Modellierung Kombinierter Pfahl-Plattengründung (KPP) als auch das geotechnische Sicherheitskonzept ein. Präsentiert wurden spannende Beispiele aus der Ingenieurpraxis wie dem Tunnelbau neben der Sagrada Familia in Barcelona oder der Fundamentierung des höchsten Hochhauses der Welt in Jeddah.

Der Beitrag des Instituts für Statik und Dynamik der Technischen Universität Dresden stellte in diesem Jahr eine Besonderheit dar. Prof. Dr.-Ing. W. Graf hat das hoch aktuelle Thema Risiko und Risikobewertung subjektiv beleuchtet, eine Fragestellung, mit der und deren Modellierung er sich über viele Jahre beschäftigt hat. Der Fokus wurde auf die Unschärfe im Bauingenieurwesen gerichtet. Beim Umgang mit Daten, Auswertungen und Prognosen gibt es durchaus Parallelen zu allen anderen Lebens- und Arbeitsbereichen. Mit dem Beitrag wird ein Rahmen im beruflichen Werdegang des Referenten gesetzt, der den Aufbruch in eine neue Phase setzt. Prof. W. Graf wird sich auch weiterhin für die Themen engagieren, die ihm ein Herzensanliegen sind.

Die fortschreitende Digitalisierung im Bauwesen eröffnet Ansätze für Innovationsschübe. Prof. Dr.-Ing. M. Arch.

L. Blandini (ILEC Institut für Leichtbau, Entwerfen und Konstruieren, Universität Stuttgart und Werner Sobek AG, Stuttgart) präsentierte innovative Bauvorhaben unter den Aspekten Ressourceneffizienz, BIM Modellierung und Reduzierung der Fragmentierung bei den Planungs- und Bauprozessen. Die Projekte Stuttgart 21, Qatar National Museum und Kuwait International Airport sind dafür besonders prominente Beispiele.

Prof. Dr.-Ing. A. Zilian (Fakultät Naturwissenschaften, Technologie und Medi-

zin, Universität Luxemburg) berichtete aus einem Forschungsprojekt zu nachhaltigem Planen, Bauen und Bewirtschaften im Sinne einer ressourcenschonenden Kreislaufwirtschaft im Bauwesen.

Die Tatsache, dass Bauwerke in der Regel Unikate sind, erfordert immer neue individuelle Lösungsansätze. Die Methodik des digitalen Zwillings eröffnet dabei neue Wege in der Kreislaufwirtschaft.

Im Beitrag von Dr.-Ing. J. Braun (Braun, Schöps & Partner, Dresden) war der Blick sowohl vom Material als auch der Geografie anders ausgerichtet. Er stellte Arbeiten an historischen Lehmbauten im Süden Irans in Bam vor. Dieser weltweit größte Lehmbauten-Komplex wurde 2003 durch ein Erdbeben fast völlig zerstört. Bauwerke werden jetzt erdbebenresistent rekonstruiert, unter Erhaltung der ökologischen Lehmbauweise und nach den Richtlinien der UNESCO. Ein schöner Kontrast zu den historischen Lehmbauten war der Beitrag von Prof.

Dipl.-Ing. M. Pfeifer (PfeiferINTERPLAN, Darmstadt). Der 190 m hohe Omniturm in Frankfurt wurde als ein Hochhaus mit Hüftschwung eingeführt. Die außergewöhnliche Gestaltung mit den verschobenen Ebenen verleiht dem Gebäude einen ganz individuellen Charakter und stellt eine anspruchsvolle Aufgabenstellung für die Tragwerksplanung dar.

Prof. Dr.-Ing. J. Otto (Fakultät Bauingenieurwesen, Technische Universität Dresden) thematisierte eine zukunftsweisende Technologie. 3-D-Druck gewinnt in vielen technischen Bereichen an Bedeutung. Auch im Bauwesen können damit unter Beachtung der spezifischen Anforderungen innovative Prozesse und Produkte entwickelt werden. Die verschiedenen technischen Lösungen und Chancen wurden insbesondere aus betriebswirtschaftlicher Sicht aufgezeigt.

Im Schlusswort von Dipl.-Ing. A. Forner (Landesvereinigung der Prüfingenieure für Bautechnik in Sachsen) wurde auch schon auf das 25. Dresdner Baustatik-Seminar hingewiesen, das für den 15. Oktober 2021 geplant ist.

Der Tagungsband zum Seminar kann über das Institut für Statik und Dynamik der Tragwerke der Technischen Universität Dresden bezogen werden.

Michael Kaliske, Wolfgang Graf

Bautechnik 98 (2021), Heft 1

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BAUTECHNIK aktuell NACHRICHTEN

Foto: BMI

Neue Leipzig-Charta von allen EU-Stadtentwicklungsminister/-innen verabschiedet

Alle für Stadtentwicklung zuständigen Ministerinnen und Minister der EU haben am 30. November 2020 im Rahmen der deutschen EU-Ratspräsidentschaft die neue Leipzig-Charta „Die transformative Kraft der Städte für das Gemeinwohl“ verabschiedet, ebenso wie das dazugehörige Umsetzungsdokument „Neue Schritte für die Urbane Agenda für die EU“. Die Mitgliedstaaten, EU-Kommissarin Ferreira, das Europaparlament sowie weitere EU-Institutionen, die OECD und die europäischen Regionen und Städte gratulierten zu dem gelungenen neuen

europäischen Leitdokument für eine nachhaltige Stadtentwicklung. Positiv hoben sie insbesondere hervor, dass im Fokus der Charta Gemeinwohlorientierung und handlungsfähige Kommunen stehen, die genügend Ressourcen und passende Rahmenbedingungen haben müssen, um diese zu gewährleisten. Beides sei gerade in Pandemiezeiten wichtiger als je zuvor.

desinnenministeriums und des Bundes­ instituts für Bau-, Stadt- und Raumforschung koordiniert. Mit der Veranstaltungsreihe „Europe’s Cities Fit for Future“ hat der DV im September 2020 zudem gezeigt, dass viele europäische Vorreiterstädte die Prinzipien des neuen Leitdokuments bereits heute umsetzen. Jetzt gilt es, die Prinzipien der Charta in die Breite der städtischen Praxis zu tragen.

Auf großes Lob stieß auch der zweijährige breite Beteiligungs- und Dialogprozess auf nationaler und europäischer Ebene, in dessen Rahmen die beiden Dokumente erarbeitet worden sind. An diesem Prozess waren nicht nur die Mitgliedstaaten selbst beteiligt, sondern für Stadtentwicklung verantwortlichen Personen und In­ stitutionen. Der Deutsche Verband für Wohnungswesen, Städtebau und Raumordnung (DV) hat den Dialogprozess gemeinsam mit European Urban Knowledge Network (EUKN) und der BTU Cottbus-Senftenberg im Auftrag des Bun-

Die neue Leipzig-Charta benennt mit Gemeinwohlorientierung, integrierter Stadtentwicklung, Partizipation und Ko‑Kreation, ortsbasierten Ansätzen und Mehrebenen-Zusammenarbeit fünf Prinzipien, um Städte sozialer, grüner und produktiver zu machen. Außerdem ruft sie dazu auf, dass Mitgliedstaaten und die EU die Handlungsfähigkeit der ­Städte mit Politiken und Fördermöglichkeiten unterstützen sollen.

Weitere Informationen: www.deutscher-verband.org

Kongresse – Symposien – Seminare – Messen Aufgrund des Coronavirus werden ggf. einige der angekündigten Veranstaltungen nicht stattfinden können bzw. verschoben werden.

Bitte erkundigen Sie sich beim jeweiligen Veranstalter.

Ort und Termin

Veranstaltung

Auskünfte und Anmeldung

Webseminar 2.–4. Februar 2021

Schutz und Instandsetzung von Betonbauteilen mit Praxisteil

www.betonverein.de/​veranstaltungen/​ veranstaltungskalender

Webseminar 2.–4. Februar 2021 9.–11. Februar 2021 2.–3. März 2021

Leitung einer Rohbaustelle für Jungbauleiterinnen und -bauleiter Schwerpunkt Hochbau

www.betonverein.de/veranstaltungen/​ veranstaltungskalender

Webseminar 23.–25. Februar 2021

Leitung einer Rohbaustelle für Jungbauleiterinnen und -bauleiter – Schwerpunkt Ingenieurbau

www.betonverein.de/ veranstaltungen/veranstaltungs​­kalender

Hagen 25. Februar 2021

Baurecht 2021

www.brbv.de

Webseminar 02./04. März 2021 16./17. März 2021

Beton-Seminare online

www.beton-webakademie.de

Online-Veranstaltung 8.–9. März 2021

Dresdner Brückenbausymposium

tu-dresden.de/bu/bauingenieurwesen/ imb/das-institut/veranstaltungen/DBBS

Online-Veranstaltung 11. März 2021

17. Symposium Baustoffe und Bauwerkserhaltung – Dauerhafter Beton – Richtige Nachbehandlung

www.beton-webakademie.de

Online-Veranstaltung 18. März 2021

Deutscher Bautechnik-Tag

www.betonverein.de/veranstaltungen/ veranstaltungskalender

Webseminar 25. März 2021

WU-Bauwerke aus Beton – Baustoff Beton und Baupraxis

www.beton-webakademie.de

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Bautechnik 98 (2021), Heft 1

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21.12.20 12:50

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Dr.-Ing. Dirk Jesse Chefredaktion Bautechnik Verlag Ernst & Sohn Rotherstraße 21 D-10245 Berlin Tel.: +49 (0)30 / 47031-275 Fax: +49 (0)30 / 47031-270 dirk.jesse@wiley.com

Bautechnik – Fachzeitschrift für Entwurf und Konstruktion, Berechnung und Ausführung, ­Brücken- und Verkehrsbau, Ingenieurhoch-, Holz-, und Mauerwerksbau, Grundbau, Wasserbau Bauwerkserhaltung und Baukultur.

Verlag Wilhelm Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KG Rotherstraße 21, 10245 D-Berlin Tel. +49 (0)30 / 47031-200, Fax +49 (0)30 / 47031-270 info@ernst-und-sohn.de www.ernst-und-sohn.de Amtsgericht Charlottenburg HRA33115B Persönlich haftender Gesellschafter: Wiley Fachverlag GmbH, Weinheim Amtsgericht Mannheim HRB 432736 Geschäftsführerin: Franka Stürmer Steuernummer: 47013 / 01644 Umsatzsteueridentifikationsnummer: DE 813496225

Redaktionsbeirat

Chefredakteur Dr.-Ing. Dirk Jesse Tel.: +49 (0)30 / 47031-275, Fax: +49 (0)30 / 47031-270 dirk.jesse@wiley.com

Prof. Dr.-Ing. Jan Akkermann Hochschule Karlsruhe – Technik und Wirtschaft KREBS+KIEFER Ingenieure GmbH Stephanienstr. 55 76133 Karlsruhe Tel.: +49 (0)721 3508-1001 akkermann.jan@kuk.de

Project Manager Sarah Bräunlich Tel.: +49 (0) 30 / 47031-248, Fax: +49 (0)30 / 47031-270 sarah.braeunlich@wiley.com Ehrenmitglieder Prof. Dr.-Ing. Fritz Gehbauer M.S. Prof. Dr.-Ing. habil. Ulrich Smoltczyk Produkte und Objekte Dr. Burkhard Talebitari Tel.: +49 (0)30 / 47031-273, Fax: +49 (0)30 / 47031-229 btalebitar@wiley.com

Prof. Dr.-Ing. Annette Bögle Hafencity Universität Hamburg Hebebrandstraße 1 D-22297 Hamburg Tel.: +49 (0)40 / 42827-5691 annette.boegle@hcu-hamburg.de

Gesamtanzeigenleitung Verlag Ernst & Sohn Fred Doischer Anzeigenleitung Sigrid Elgner Tel.: +49 (0)30 / 47031-254, Fax:+49 (0)30 / 47031-230 sigrid.elgner@wiley.com Verkauf von Sonderdrucken Janette Seifert Tel.: +49(0)30 / 47031-292, Fax:+49 (0)30 / 47031-230, janette.seifert@wiley.com www.ernst-und-sohn.de/sonderdrucke Kunden-/ Leserservice Wiley-VCH Kundenservice für Ernst & Sohn Boschstr. 12, D-69469 Weinheim Tel.: +49 (0)8001800536 (innerhalb Deutschlands) +44(0)1865476721 (außerhalb Deutschlands) Fax: +49(0)6201606184 Schnelleinstieg: www.wileycustomerhelp.com Einzelheft-Verkauf: CS-Germany@wiley.com Die in der Zeitschrift veröffentlichten Beiträge sind urheberrechtlich geschützt. Alle Rechte, insbesondere das der Übersetzung in fremde Sprachen, vorbehalten. Kein Teil dieser Zeitschrift darf ohne schriftliche Genehmigung des Verlages in irgendeiner Form – durch Foto­kopie, Mikrofilm oder andere Verfahren – reproduziert oder in eine von Maschinen, insbe­ sondere von Datenverarbeitungsanlagen, verwendbare Sprache übertragen werden. Auch die Rechte der Wiedergabe durch Vortrag, Funk oder Fernsehsendung bleiben vorbehalten.

Warenbezeich-nungen, Handelsnamen oder Gebrauchsnamen, die in der Zeitschrift veröffentlicht werden, sind nicht als frei im Sinne der Markenschutz- und Warenzeichen-Gesetze zu betrachten, auch wenn sie nicht eigens als geschützte Bezeichnungen gekennzeichnet sind.

Hinweise zur Einreichung von Manuskripten: www.ernst-und-sohn.de/hinweise-für-zeitschriftenautoren Aktuelle Bezugspreise Die Zeitschrift „Bautechnik“ erscheint mit zwölf Ausgaben pro Jahr. Neben „Bautechnik print“ steht „Bautechnik online“ im PDF-Format über den Online-Dienst Wiley Online Library im Abonnement zur Verfügung.

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Spezielle Angebote und Probeheftanforderung unter www.ernst-und-sohn.de Alle Preise sind Nettopreise. Die Preise sind gültig bis 31. August 2021. Irrtum und Änderungen vorbehalten. Studentenpreise, Staffelpreise, Mitgliederpreise und Preise in anderen ­Währungen auf Anfrage.

Bankverbindung: JP Morgan, Frankfurt, DE12501108006161517732, CHASDEFX Bei Änderung der Anschrift eines Abonnenten sendet die Post die Lieferung nach und informiert den Verlag über die neue Anschrift. Wir weisen auf das dagegen bestehende Widerspruchsrecht hin. Wenn der Bezieher nicht innerhalb von 2 Monaten widersprochen hat, wird Einverständnis mit dieser Vorgehensweise vorausgesetzt.

Bautechnik, 0932-8351, is published monthly. US mailing agent: SPP, PO Box 437, Emigsville, PA 17318. Periodicals postage paid at Emigsville PA. Postmaster: Send all address changes to Bautechnik, John Wiley & Sons Inc., C/O The Sheridan Press, PO Box 465, Hanover, PA 17331.

Satz: TypoDesign Hecker GmbH, Leimen Druck: ColorDruck Solutions GmbH, Leimen Gedruckt auf säurefreiem Papier. © 2021 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co.KG, Berlin

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Univ.-Prof. Dr.-Ing. Conrad Boley Universität der Bundeswehr München Institut für Bodenmechanik und Grundbau Werner-Heisenberg-Weg 39 D-85577 Neubiberg Tel.: +49 (0)89 / 6004-3476 conrad.boley@unibw.de

Dr.-Ing. Christian Dehlinger Röhrbachstraße 21 73441 Härtsfeldhausen Tel.: +49 (0)7362 / 838039-0

Univ.-Prof.Dr.-Ing. Achim Hettler Ehemals TU-Dortmund, ­Lehrstuhl ­Baugrund-Grundbau Johann- Sebastian-Bach-Str.9 76437 Rastatt Tel.: +49 (0)7222 / 6160 achim.hettler@tu-dortmund.de

Prof. Dr.-Ing. Steffen Marx Technische Universität Dresden Institut für Massivbau 01062 Dresden Tel.: +49 (0)351 / 463-35856 steffen.marx1@​tu-dresden.de

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Vorschau 2/21 Zum Bild Als eine der wichtigsten Verkehrsadern Hamburgs verläuft die Köhlbrandbrücke seit 1974 zwischen der Elbinsel Wilhelmsburg und Waltershof über den Köhlbrand. Während das Zentralstück als Schrägseilbrücke mit Stahlhohlkasten konstruiert wurde, wurden die Rampenbauwerke überwiegend aus Spannbeton hergestellt. Die Westrampe ist ein aus 19 Feldern bestehendes System mit Stützweiten zwischen 34 und 70 m und einer Gesamtlänge von 1 048 m. Im Zuge einer Nachrechnung in den Stufen 1 und 2 der Nachrechnungsrichtlinie wurden Defizite beim Nachweis der Querkraft und beim Nachweis des Ankündigungsverhaltens festgestellt. Der Bericht „Erweiterte Untersuchungen zur Querkrafttragfähigkeit der Westrampe der Köhlbrandbrücke“ von Martin Herbrand et al. beschreibt erweiterte Untersuchungen zum Nachweis der Querkrafttragfähigkeit im Rahmen einer Stufe-4-Betrachtung.

Karl Rainer Massarsch, Carl Wersäll, Bengt H. Fellenius, Editha Ehrmanntraut Bedeutung der Frequenz für das Vibrationsrammen von Spundbohlen Dirk Proske, Marc Gutermann Verringerung der Versagenswahrscheinlichkeit von Brücken durch experimentelle Traglastversuche Martin Herbrand, Marc Wenner, Christof Ullerich, Tim Rauert, Gerhard Zehetmaier, Steffen Marx Köhlbrandbrücke Hamburg – Bauwerksmonitoring zum Nachweis gegen Beulen Martin Herbrand, Tim Rauert, Gerhard Zehetmaier, Christof Ullerich Erweiterte Untersuchungen zur Querkrafttragfähigkeit der Westrampe der Köhlbrandbrücke Jörg Seifried, Katharina Dawirs, Sebastian Krohn, Gregor Gebert Die Verbreiterung der Hochstraße Elbmarsch in Hamburg Teil 1 – Überblick zur Gesamtmaßnahme Jörg Seifried, Katharina Dawirs, Sebastian Krohn, Gregor Gebert Die Verbreiterung der Hochstraße Elbmarsch in Hamburg Teil 2 – Entwurf der Verbreiterung und Erkenntnisse aus der Pilotmaßnahme Saskia Käpplein, Mario Scheible, Frank Breinlinger Projektbericht – Seilnetzbrücke über die Donau bei Inzigkofen (Änderungen vorbehalten)

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